DISEÑO DE UN SISTEMA DE BOMBEO Y DE DESGASIFICACIÓN PARA UN FOTOBIORREACTOR UTILIZADO EN LA PRODUCCIÓN DE BIOMASA Y

ÁCIDOS GRASOS A PARTIR DE MICROALGAS

CRISTIAN HERNÁN GARCÍA PULIDO DAVID ALBERTO MARÍN QUINTERO

UNIVERSIDAD AUTONOMA DE OCCIDENTE FACULTAD DE INGENIERIA

DEPARTAMENTO DE ENÉRGÉTICA Y MECÁNICA PROGRAMA DE INGENIERIA MECÁNICA

SANTIAGO DE CALI 2011

DISEÑO DE UN SISTEMA DE BOMBEO Y DE DESGASIFICACIÓN PARA UN FOTOBIORREACTOR UTILIZADO EN LA PRODUCCIÓN DE BIOMASA Y

ÁCIDOS GRASOS A PARTIR DE MICROALGAS

CRISTIAN HERNÁN GARCÍA PULIDO DAVID ALBERTO MARÍN QUINTERO

Proyecto de Grado para optar el titulo de

Ingeniero Mecánico

Director

JOSE LUIS GERARDO RAMÍREZ DUQUE M.Sc. Ingeniero Mecánico

UNIVERSIDAD AUTONOMA DE OCCIDENTE

FACULTAD DE INGENIERIA DEPARTAMENTO DE ENÉRGÉTICA Y MECÁNICA

PROGRAMA DE INGENIERIA MECÁNICA SANTIAGO DE CALI

2011

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Nota de aceptación:

Aprobado por el comité de grado en cumplimiento de los requisitos exigidos por la Universidad Autónoma de Occidente para optar por el título de ingeniero mecánico.

NESTOR ARTURO PINCAY

Jurado

LUZ MARINA FLOREZ Jurado

Santiago de Cali, 24 Noviembre del 2011

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AGRADECIMIENTOS

La presente tesis está basada en el esfuerzo, acompañamiento y apoyo de muchas personas que incondicionalmente estuvieron con nosotros desde que comenzamos nuestra carrera hasta ahora, en esta fase final, con nuestro proyecto de grado. Queremos agradecer a Dios por permitirnos llegar a este momento tan importante de nuestras vidas y poder cumplir una meta más, dando el inicio a un camino lleno de éxitos y satisfacciones. Además queremos agradecer al Ingeniero José Luis Gerardo Ramírez Duque, por apoyarnos en cada una de las fases de nuestra carrera y sobre todo en el proceso de elaboración de la tesis, por sus comentarios y sus oportunas correcciones. A nuestros amigos, compañeros, profesores y directivos, queremos decirles: gracias por compartir sus conocimientos, experiencias y vivencias con nosotros, ayudándonos a ser mejores personas y profesionales, esperamos que estas relaciones perduren en el tiempo y contemos con su apoyo en un futuro. Finalmente y no menos importante, agradecemos a nuestras familias que estuvieron con nosotros incondicionalmente, pendientes de todos nuestros logros, apoyándonos en los momentos difíciles, llenándonos de motivación para seguir adelante y hacer realidad nuestros sueños. Gracias a todos.

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CONTENIDO

pág.

RESUMEN 12 INTRODUCCIÓN 14 1. OBJETIVOS 16 1.1 OBJETIVOS GENERAL 16 1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS 16

2. FORMULACION DEL PROBLEMA 17 3. JUSTIFICACIÓN 18 4. MARCO TEÓRICO 19 4.1CONDICIONES REQUERIDAS POR LAS MICROALGAS 19 4.1.1 Efectos de la temperatura 19 4.1.2 Efectos y control de PH 19 4.1.3 Transferencia de gases 20 4.1.3.1 Inyección de CO2. 20 4.1.3.2 Extracción de O2. 21 4.1.4 Mezcla 21 4.2 CONDICIONES CLIMATOLOGICAS 22 4.3 BOMBA CENTRÍFUGA 25 4.3.1 Parámetros de diseño 25 4.4 DESGASIFICADOR 31

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4.4.1 Parámetros de diseño 34

4.4.1.1 Circulación del Medio de Cultivo en el Reactor. 36 5. METODOLOGÍA 38 5.1 BOMBA CENTRIFUGA COMERCIAL 38 5.1.1 Dimensionamiento de la bomba centrífuga. 38 5.1.2 Enmallado y Condiciones de frontera 40 5.2 BOMBA CENTRÍFUGA TEÓRICA 42 5.1.1 Dimensionamiento de la bomba centrífuga. 42 5.3 DIMENSIONAMIENTO Y SIMULACIÓN DEL DISPOSITIVO AIRLIFT. 44 5.3.1 Enmallado y Condiciones de frontera 47 6. PRESENTACIÓN Y ANÁLISIS DE RESULTADOS 50 6.1 BOMBA CENTRÍFUGA COMERCIAL 50 6.2 BOMBA CENTRÍFUGA TEÓRICA 55 6.3 SIMULACIÓN SISTEMA AIRLIFT 60 7. DISEÑO FINAL DEL DISPOSITIVO 66 8. CONCLUSIONES 71 BIBLIOGRAFÍA 72 ANEXOS 76

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LISTA DE CUADROS

pág. Cuadro. Parámetros generales para el modelo experimento teórico 23 Cuadro. 2. Aproximación a la disponibilidad promedio multianual de energía solar por regiones 24 Cuadro. 3. Perdidas por fricción por cada 30,48 m de tubería 26 Cuadro. 4. Perdidas de carga por accesorios en el colector solar 27 Cuadro. 5. Nq vs la relación de diámetros 28 Cuadro. 6. Características de la malla por zona 41 Cuadro. 7. Datos de entrada para el dimensionamiento de la bomba centrifuga teórica 42 Cuadro. 8. Comparativo de los dos compresores comerciales vs esfuerzos cortantes en el desgasificador de acuerdo al diámetro del sparger 68 Cuadro. 9. Comparativo de los dos compresores comerciales vs eficiencia en desgasificación de acuerdo al diámetro del sparger 68 Cuadro. 10. Parámetros del diseño final. 69

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LISTA DE FIGURAS

pág. Figura 1. Grafica de temperaturas (ºC) y humedad relativa media vs meses (12) 23 Figura 2. Resumen multianual de radiación Estación Ptar Cali, año 2010 – 2011 24 Figura 3. Diseño del colector solar con accesorios 26 Figura 4. Triángulos de velocidad de entrada y salida del rodete 28 Figura 5a. Gráfica de la velocidad del líquido a la salida del riser en función de la velocidad de las burbujas a través del riser 35 Figura 5b. Gráfica de la velocidad del líquido a la salida del riser en funciónde la altura del airlift y la velocidad de las burbujas a través del riser 35 Figura 6. Sólido del rodete de la bomba centrífuga modelada en Solid Edge 39 Figura 7. Dimensiones del rodete de la bomba 39 Figura 8. Sólido de la bomba centrifuga comercial 39 Figura 9. Dimensiones de la voluta de la bomba 40

Figura 10. Vista 1 isométrica de la bomba enmallada 40 Figura 11. Vista 2 isométrica de la bomba enmallada 41 Figura 12. Vista isométrica de la bomba con las condiciones de frontera 42 Figura 13. Dimensiones del rodete de la bomba teórica 43 Figura 14. Sólido de la bomba teórica 43 Figura 15. Sólido de la zona de desgasificación del Airlift modelada en Solid Edge. 44

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Figura 16. Sólido del Airlift modelado en Solid Edge 45 Figura 17. División del desgasificador por zonas (todas las medidas en metros) 46 Figura 18. Vista superior del desgasificador Airlift 47 Figura 19. Vista en isométrico del desgasificador enmallado 48 Figura 20. Vista del desgasificador con aumento 48 Figura 21. Vista isométrica del desgasificador con las condiciones de frontera 49 Figura 22. Gradiente de velocidad en W calculado en el rodete 51 Figura 23. Velocidad del agua sobre el plano XZ 51 Figura 24. Velocidad del agua en el rodete 52 Figura 25. Streamlines de velocidad en el dominio fluido estático 52 Figura 26. Vista frontal de la línea que representa el gradiente de velocidad en w en la voluta 53 Figura 27. Gráfica de esfuerzo cortante vs Gradiente de velocidad en Z 54 Figura 28. Vista frontal de la línea que representa el gradiente de velocidad en w en el rodete 54 Figura 29. Gráfica de esfuerzo cortante vs Gradiente de velocidad en Z en el rodete 55 Figura 30. Solido de la bomba teórica enmallado 58 Figura 31. Resultados del gradiente de velocidad en dirección W localizados en el rodete de la bomba 59 Figura 32. Esfuerzo cortante de la bomba teórica 59 Figura 33. Velocidad que se presenta en el desgasificador Airlift 61 Figura 34. Vectores de velocidad del aire en el desgasificador 61

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Figura 35. Vista frontal del desgasificador con la línea sobre la cual se halló la velocidad 62 Figura 36. Gráfica del esfuerzo cortante vs el gradiente de velocidad en Z hallado en la entrada a la zona de desgasificación 62 Figura 37. Vista del desgasificador con la línea sobre la cual se halló la velocidad en la entrada del aire y del agua 63 Figura 38. Gráfica del esfuerzo cortante vs el gradiente de velocidad en Z al ingreso del aire 63 Figura 39. Vista del desgasificador con la línea sobre la cual se halló la velocidad en la zona de desgasificación 64 Figura 40. Gráfica del esfuerzo cortante vs el gradiente de velocidad en Z a la salida de la zona de desgasificación 64 Figura 41. Identificación del punto de eficiencia en desgasificación 65 Figura 42. Vectores de velocidad del aire inducidos por el compresor de aire libre de aceite 67 Figura 43. Esfuerzo cortante presente en el desgasificador 67 Figura 44. Plano con las dimensiones del desgasificador 70

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LISTA DE ANEXOS

Pág.

Anexo A. Pérdidas por fricción en accesorios. 75 Anexo B. Hoja de ecuaciones para el dimensionamiento de la bomba Centrífuga 76 Anexo C. Especificaciones del compresor de aire libre de aceite 74

Anexo D. Especificaciones del compresor de aire libre de aceite 78 Anexo E. Especificaciones del regulador de flujo para el compresor ARO 79 Anexo F. Plano de la bomba centrifuga comercial 80

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RESUMEN

En este trabajo, se realizó el diseño teórico y simulación del sistema de bombeo y desgasificación de un fotobiorreactor tubular, el cual, cuenta con una capacidad de 250 L. Para esto, se realizó una exhaustiva revisión bibliográfica determinando las variables más representativas para el desarrollo de las microalgas, tales como: pH, temperatura promedio de la región del Valle del Cauca y la Irradiación solar, con esta ultima se cuenta debido a que es necesaria para desarrollar un diseño de experimento teórico. Ya que, el cultivo de microalgas para obtención de biomasa y ácidos grasos es un tema relativamente nuevo, se utilizo como fuente principal de información libros y artículos de investigación, obteniendo de estos, tanto ecuaciones como parámetros necesarios para determinar dimensiones y condiciones de frontera, con la cuales se logra no solo bombear el fluido a una velocidad apropiada (0,48 ms-1) sino también, mantener condiciones aptas para la sostenibilidad de las microalgas. Para determinar el sistema de bombeo óptimo se realizó una selección entre los 2 más utilizados para el bombeo, como lo son, la bomba centrífuga y el dispositivo airlift. El criterio de selección utilizado para arrojar que sistema es mas propicio para este tipo de proceso se realizo a través de simulaciones en computador, en donde el parámetro de selección fue el esfuerzo cortante, el cual, se presenta al interior de los dispositivos de bombeo, cabe resaltar que este valor no puede exceder 1,2 Pa ya que si este aumenta se ve afectada la tasa de vida, disminuyéndolo hasta en un 62%. Las simulaciones de los sistemas de bombeo, antes mencionados, se realizaron utilizando el modelo SST (shear stress transport), muy útil para el análisis de fenómenos de transporte de masa y esfuerzos presentados en el sistema, este es importante además debido a que no demanda tanta capacidad de los equipos y reporta bastante precisión; pero estas simulaciones no solo arrojaron los valores de esfuerzos cortantes sino que permitieron determinar el comportamiento de la velocidad en el sistema de bombeo. Los resultados obtenidos en estas simulaciones arrojaron menores esfuerzos cortantes en el dispositivo airlift con valores máximos de 0,013 Pa y consumo energético representado en el consumo del compresor, mientras que los esfuerzos generados en la bomba centrífuga presentaron valores máximos de 1,3 Pa pasando al máximo permisible, y potencia consumida por la bomba de 0,087 HP.

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Cabe resaltar que en la selección del dispositivo airlift se tubo en cuenta su funcionalidad, ya que, este permite no solo bombear si no que también participar en el proceso de desgasificación. Una vez realizada la selección del tipo de bomba se procedió a recalcular algunas de las dimensiones así como a realizar la variación de parámetros como la velocidad del flujo y el diámetro del sparger en simulaciones posteriores con el fin de mejorar la eficiencia de desgasificación y reducir los esfuerzos cortantes generados. Palabras Claves: Esfuerzo cortante, fotobiorreactor, modelado, Airlift, desgasificador, simulación, modelo, bomba centrifuga.

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INTRODUCCIÓN El biodiesel es un combustible que puede ser obtenido de aceites orgánicos, vegetales o animales a través de un proceso denominado transesterificación1. Para la obtención de aceites vegetales podemos encontrar las plantas verdes y las algas, estas últimas se cultivan en sistemas abiertos o cerrados (fotobiorreactor). Los primeros indicios de cultivos de algas se remontan a la época de la segunda guerra mundial, en Alemania, en donde, cultivaban algas en estanques abiertos, utilizándolas principalmente como complemento alimenticio. En 1950 los primeros cultivos de microalgas obtenidos presentaban un alto contenido proteico, estos microorganismos con la implementación de luz solar y agua marina se postularía como una alternativa alimenticia para el ser humano2. En Estados Unidos los sistemas de estanques de microalgas fueron desarrolladas para el tratamiento del agua, la biomasa recaudada fue utilizada como fuente de energía3. Con el paso del tiempo la biomasa fue utilizada en la acuicultura, en suplementos para humanos y animales. Entre 1960 y 1970, grupos de investigación de países desarrollados probaron principalmente con microorganismos no autótrofos, levaduras4 obteniendo altos rendimientos de producción de biomasa. Con el paso del tiempo se logró determinar que las microalgas eucariotas y las cianobacterias5 cultivadas adecuadamente poseían aplicaciones convenientes para la industria de los combustibles, compuestos químicos, biofertilizantes y finalmente como suplemento alimenticio; para esta época, la productividad estimada eran 100 toneladas hectárea, pero esta cifra solo se pudo alcanzar hasta 1990, en donde estudios demostraron que existían limitantes para obtener la producción teórica mencionada, ya que el sistema utilizado era tipo carrusel, el cual era fácil de

1 DEMIRBAS, Ayhan. Importance of Biodiesel as Transportation Fuel. En: Energy Policy.

Septiembre, 2007, vol 35, no 9, p. 4661- 4670. 2 BECKER, Wolfgang. Microalgae: biotechnology and microbiology. Cambridge: Cambridge University Press, 1994. 293p. 3 BURLEW, John. Algal Culture from Laboratory to Pilot Plant. [En linea]. Carnegie Institution of

Washington, Washington DC, 1994 [Consultado 2 de Marzo 2011]. Disponible en Internet: http://carnegiescience.edu/publications_online/algal_culture/Page2.html. 4 VILCHEZ, Carlos, GARBAYO, Inés; LOBATO María, VEGA José. Microalgae-mediated chemicals

production and wastes removal. Enzyme and Microbial Technology. Marzo, 1998, vol 20, no 8, p. 562-572 5 PROSPERI, Carlos. Cyanobacteria in human affaires. En: En: Interciencia, revista de ciencia y

tecnología de américa. Septiembre, 2000, vol 25, no 6, p. 303-306.

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operar y construir, pero era inapropiado para tan alta productividad6 pues en estos cultivos se alcanzaba densidades celulares hasta de 0,7 g/l no solo esto, además se poseían canales aproximadamente de 15 a 20 cm de nivel, necesitaban grandes extensiones de terreno entre 500 - 5000 m2. Aunque estos sistemas tienen una ventaja y es su bajo costo en la producción de biomasa poseen varios inconvenientes tales como: fácil contaminación, dificultad para controlar la temperatura de cultivo y baja productividad, es por esto que se ha fomentado el desarrollo de nuevas tecnologías (fotobiorreactores o sistemas de cultivo de microalgas cerrados). Estos permiten tener cultivos con alta densidad celular, además de mantener el cultivo descontaminado, mejorando también el control de parámetros que rigen el cultivo y por ende mejorando el nivel productivo de biomasa. En la actualidad la producción de microalgas se ha desarrollado gracias a los avances tecnológicos, nuevos diseños en fotobiorreactores, controles de parámetros más eficientes, sistemas de bombeo y los avances en la simulación computarizada. Cabe resaltar que los sistemas más efectivos empleados hoy en día, utilizan la energía solar para la fotosíntesis, necesaria para la producción de la biomasa a partir de las microalgas7. En el presente proyecto se realizó una consulta exhaustiva de las condiciones climáticas de la región del Valle del Cauca, las cuales determinaron los parámetros iniciales y las condiciones para un óptimo funcionamiento del fotobiorreactor que cuenta con una capacidad de 250 litros. Además se realizo una adecuada adaptación para el tipo de microalga a utilizar, la Clhorella vulgaris, la cual necesita condiciones como: porcentaje de CO2, pH del agua y temperatura del medio entre otros8. También, se determinó un sistema de bombeo y de desgasificación para el fotobiorreactor, estos sistemas se diseñaron mediante la implementación de modelados y simulaciones computarizadas.

6 MORALES, Ever; RODRÍGUEZ, Marísa; GARCÍA, Digna; LORETO César; MARCO, Eduardo.

Crecimiento, producción de pigmentos y exopolisacáridos de la cianobacteria Anabaena sp. PCC7120 en función del pH y CO2. En: Interciencia, revista de ciencia y tecnología de américa. Julio, 2002, vol 27, no 7, p. 373-378. 7 FLORES, Coral Contreras, PENA CASTRO, Julián Mario, FLORES COTERA, Luis Bernardo.

Avances en el diseño conceptual de fotobiorreactores para el cultivo de microalgas. En: Interciencia, revista de ciencia y tecnología de américa. Agosto. 2003, vol 28, no 8, p.450-456. 8 KUMAR Amit; ERGAS, Sarina; YUAN, Xin, SAHU, Ashish; ZHANG, Qiong; DEWULF, Jo;

MALCATA, Xavier; VAN LANGENHOVE, Herman. Enhanced CO2 fixation and biofuel production via microalgae: recent developments and future directions. En: trends in biotechnology. Julio 2010, vol. 28,

no 7, p. 371-380.

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1. OBJETIVOS

1.1 OBJETIVO GENERAL Diseñar un sistema de bombeo y de desgasificación para un fotobiorreactor con una capacidad de 250 L que produce biomasa y ácidos grasos a partir del cultivo de microalgas. 1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS

Establecer mediante un diseño de experimento teórico las variables más significativas como temperatura, pH e irradiación solar que influyen en la producción y el metabolismo de las microalgas a condiciones climáticas del Valle del Cauca. Seleccionar una de las tecnologías de bombeo y desgasificación aplicadas a fotobiorreactores con el fin de obtener una guía para implementar en el diseño a realizar en este proyecto. Efectuar el diseño teórico del sistema de bombeo y desgasificador del fotobiorreactor, mediante la selección de los modelos matemáticos aplicando la mecánica de fluidos y transferencia de masa al metabolismo y sostenibilidad de las microalgas. Realizar la simulación del proceso de funcionamiento del sistema de bombeo y desgasificador con el fin de obtener resultados teóricos del diseño conceptual.

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2. FORMULACIÓN DEL PROBLEMA

Hoy en día, en Colombia es necesario incursionar en la investigación enfocada al estudio de fuentes alternativas de energía tales como la biomasa, biocombustibles o de obtención de aceites que no utilicen tierra fértil. Cabe resaltar, que la producción de biomasa a partir de microalgas es un campo poco explorado en América Latica y en particular en Colombia, ya que en algunas regiones están realizando estudios tales como, la caracterización de las microalgas y montajes experimentales de fotobiorreactores. En el proceso de producción de las microalgas, uno de los dispositivos principales es el fotobiorreactor, en este se realizan los proceso de fotosíntesis, periodos de luz - oscuridad, transferencia de masa, circulación y desgasificación. Este cuenta con dos dispositivos fundamentales: el sistema de desgasificación y el sistema de circulación, los cuales deben ser diseñados respecto a ciertos parámetros teniendo en cuenta las condiciones ambientales y climáticas en nuestro caso en la región del Valle del Cauca - Colombia, ya que de lo contrario se puede afectar de manera negativa el metabolismo y la producción de las microalgas. Garantizando una eficiente desgasificación, evita que el oxigeno como producto de la fotosíntesis de los microorganismos se mezcle al interior del fotobiorreactor, además una adecuada circulación de las microalgas asegura que estas realicen adecuadamente los procesos mencionados anteriormente. Lamentablemente este tipo de tecnología debe ser importada pues no se encuentran los medios para implementar un equipo que haya sido diseñado específicamente para las condiciones de nuestro país y los dispositivos extranjeros no funcionan de manera eficiente en Colombia debido a que sus condiciones de operación no se ajustan a los rangos de las condiciones colombianas. Además de esto, se hace necesario tener una tecnología propia para impulsar la investigación en nuestra región, por esta razón es que consideramos pertinente desarrollar un proyecto para diseñar el sistema de bombeo y desgasificación a las condiciones del Valle del Cauca.

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3. JUSTIFICACIÓN El biodiesel es uno de los combustibles que pueden ser obtenidos de aceites vegetales, tales como las algas marinas, las cuales son consideradas energías renovables y sobre todo como energía limpia, ya que algunas microalgas consumen CO2 el cual está presente en el medio del cultivo en lugar de producirlo. Además este proceso presenta alta eficiencia fotosintética ya que diferentes pruebas piloto muestran que las producciones anuales de aceites a base de algas son superiores a cualquier otro cultivo9. Algunas de las ventajas de trabajar con algas son: que al ser plantas acuáticas no se necesitan grandes extensiones de tierra para su cultivo, dependiendo del tipo de fotobiorreactor seleccionado. El agua que se utiliza en estos cultivos puede ser dulce o salada y las algas pueden absorber mayor cantidad de CO2 con respecto a las plantas verdes. El proceso para la obtención de biodiesel por medio del cultivo de algas marinas influye en la disminución del calentamiento global ya que por medio del secuestro de dióxido de carbono (CO2), se alimentan de él y su desecho es el oxígeno (O2). Los fotobiorreactores son sistemas de conducción cerrados, presentan ventajas frente a los sistemas abiertos, uno de ellos es que el agua no se evapora. Pero estos tienen algunas restricciones, las algas deben estar en materiales transparentes como el plástico o vidrio, lo que permite aumentar la eficiencia de la fotosíntesis. Además es necesaria una bomba que bombee y mezcle el cultivo, impidiendo la sedimentación e incrementando la distribución de CO2 y O2. En los sistemas cerrados el cultivo de algas es bombeado a través de un sistema transparente rectangular o tubular con el objetivo de que el cultivo reciba la mayor cantidad de luz, a fin de realizar lo más eficiente posible, la fotosíntesis. De esta forma, los fotobiorreactores son diseñados de forma que la luz atraviese y se distribuya sobre una gran superficie, haciendo la relación superficie/volumen lo mayor posible. Es por lo anterior que el diseño será para las condiciones ambientales y de trabajo para la zona del Valle del cauca, ya que existen tecnologías desarrolladas pero no propuestas para trabajar en el lugar que serán adaptadas.

9 CHISTI, Yusuf. Biodiesel from microalgae. En: Biotechnology Advances.Mayo-Junio, 2007, vol 25, no 3,

p. 294–306.

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4. MARCO TEÓRICO

4.1 CONDICIONES REQUERIDAS POR LAS MICROALGAS Teniendo en cuenta que el tipo de microalga utilizado es Clhorella vulgaris, este requiere condiciones de entrada que no solo garantizan su buen estado durante los procesos de fotosíntesis, periodos de luz-oscuridad, desgasificación y circulación, ya que estos microorganismos estarán sometidos a esfuerzos cortantes inducidos por el dispositivo seleccionado, sino también de la inyección de CO2 , ya que de este depende de la reducción o incremento de la producción, la cual tendrá un valor máximo de 0,09 g/m3/h del 100% del inyectado, entre los parámetros relevantes a tener en cuenta para nuestro diseño de experimento teórico y garanticen esta producción se encuentran10: 4.1.1 Efectos de la temperatura. La temperatura es un factor muy importante debido a que si se presentan altas temperaturas aceleran el metabolismo de las microalgas, o si se presentan bajas temperaturas se genera la inhibición para generar la fotosíntesis, por ende se necesita que el rango de temperatura se encuentre entre 15 0C y 26 0C11. 4.1.2 Efectos y control de pH. El pH necesario es un parámetro relativo, ya que depende del tipo de microalga a utilizar, por ejemplo, la Spirulina necesita el pH más ácido; aunque está demostrado que las microalgas en general requieren de un pH neutro. Este parámetro está fuertemente relacionado con el CO2 disuelto ya que a mayores concentraciones de CO2 el pH tiende a decrecer, pero a mayores niveles de CO2 elevan la producción de microalgas es por esto que se busca equilibrar ambos parámetros. Cuando se lleva a cabo el escalamiento de fotobiorreactores, el pH del medio de cultivo puede variar significativamente. En reactores tubulares, el pH al final del tubo se eleva al disminuir la concentración de CO2 debido al consumo algar. La concentración de CO2 puede ser controlada mediante su inyección en las zonas

10

Ibíd., p.374 11

Ibíd., p.373

20

donde la concentración ya no permite la capacidad fijadora máxima. El pH se controlará al mismo tiempo debido al conocido equilibrio del CO2 con el agua12. 4.1.3 Transferencia de gases. La inyección del gas tiene múltiples propósitos tales como proveer alimento a estos microorganismos, generar agitación al interior del reactor, controlar el pH por medio del control del flujo másico que se inyecta y reducir la toxicidad al eliminar los porcentajes de oxígeno disuelto13. 4.1.3.1 Inyección de CO2. Para realizar la fotosíntesis, las microalgas, necesitan luz, agua y dióxido de carbono (CO2), pero el exceso del CO2 puede ser un factor negativo para el desarrollo completo de las células, Lee and Tay14 hallaron, para las micro algas de Chlorella que a presiones parciales de (30kPa CO2) la tasa de crecimiento disminuyó. Para obtener el máximo crecimiento de las micro algas, la concentración de CO2 debe ser de 1% al 5% del volumen inyección, pero existen montajes de laboratorio en donde la inyección de CO2 es del 5% al 15.5 % del volumen de inyección, incluso CO2 puro15, también se conoce que para un valor mínimo de presión de CO2 en la inyección, debe ser por lo menos 0.15 kPa, ya que con este valor de presión se asegura que la absorción del CO2 no sea limitada16. Para la inyección de CO2 puro, se debe tener en cuenta que el suministro de CO2

debe ser continuo por lo que este tiene un costo elevado, por lo cual, se recomienda implementar un sistema que este continuamente evacuando CO2 al ambiente y recircularlo hacia el evaporador, haciendo que los costos disminuyan considerablemente.

12

CAMACHO RUBIO, Fernando; ACIÉN FERNÁNDEZ, Gabriel; SÁNCHEZ PEREZ, Jose Antonio; GARCÍA CAMACHO Franciso; MOLINA GRIMA, Emilio. Prediction of dissolved oxygen and carbon dioxide concentration profiles in tubular photobioreactors for microalgal culture. En: Biotechnology and Bioengineering. Marzo, 1999, vol 62, no 1, p. 71-85. 13

KUMAR A.; ERGAS, Op. cit., p. 375 14

LEE, Yuan-Kun; TAY, Hong-Soon. High CO2 partial pressure depresses productivity and

bioenergetic growth yield of Chlorella pyrenoidosa culture. En: Journal of Applied Phycology. Enero, 1991, vol 3, no 2, p. 95–101. 15

SUH, In Soo; LEE, Choul-Gyun. Photobioreactor engineering: Design and performance. En: Biotechnology and Bioprocess Engineering. 2003, vol 8, no 6, p. 313–321. 16

SCHENK, Peer; THOMAS-HALL, Skye; STEPHENS, Evan; MARX, Ute; MUSSGNUG, Jan; POSTEN,

Clemens; KRUSE, Olaf; HANKAMER, Ben. Second generation biofuels: High-efficiency microalgae for

biodiesel production. En: Bioenergy Research. Marzo, 2008, vol 1, no 1, p. 1234–1939.

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4.1.3.2 Extracción de O2. Las altas concentraciones de oxígeno en las algas son indeseables, provocando un daño para las células de las mismas debido a que causan la foto inhibición, fenómeno por el cual las microalgas se inhiben de realizar la fotosíntesis por la saturación del medio. Como norma general, la concentración de oxígeno debe estar por debajo de un 400% de saturación de la válvula de aire de los fotobiorreactores cerrados que la posean17. Siguiendo el diseño del fotobioreactor de Molina et al.(2001), el cultivo de algas, es circulado a través de una zona de desgasificación tipo Airlift, en él se concentra el oxígeno como resultado de la fotosíntesis. En la parte superior del airlift, existe una zona en donde el gas es separado del líquido, evitando que el oxígeno recircule nuevamente por el fotobiorreactor tubular. Como parámetro de diseño, el tiempo que le toma a el fluido bifásico recorrer la longitud de desgasificación debe ser mayor o igual al tiempo requerido que toman las burbujas de oxígeno en la zona del elevador (riser)18. Es aconsejable capturar el oxígeno que es expulsado en el desgasificador y tener la oportunidad de venderlo, haciendo que los costos de la producción de biodiesel sea menor. 4.1.4 Mezcla. El mezclado en los fotobiorreactores favorece al intercambio gaseoso, ya que es este el que evita la sedimentación de las algas, además de la concentración de nutrientes, pero su función principal es que todas las células, tengan acceso a las zonas de luz/oscuridad 19 20. El mezclado en el fotobiorreactor puede realizarse de diferentes formas, peros los sistemas basados en aire comprimido o también llamados sistemas tipo airlift, son muy utilizados por su simplicidad, sencillez y la principal característica es que son diseñados para inducir esfuerzos cortantes bajos sobre las microalgas, por lo cual esta forma de mezclar los microorganismos no induce daño mecánico significativo sobre ellas 21 22.

17

CHISTI, Y. Op. cit. p. 294–306. 18

MOLINA GRIMA, Emilio; FERNÁNDEZ SEVILLA, Jose Maria; ACIÉN FERNANDEZ, Gabriel; CHISTI, Yusuf. Tubular photobioreactor design for algal cultures. En: Journal of Biotechnology. Octubre, 2001, vol 92, no 2, p. 113-131. 19

OGBONNA, James; TANAKA, Hideo. Light requirement and photosynthetic cell cultivation –

development of processes for efficient light utilization in photobioreactors. Journal of applied phycology. Enero, 2000, vol 12, no 3-5, p. 207-218. 20

UGWU, C; OGBONNA, James; TANAKA, Hideo. Improvement of mass transfer characteristics

and productivities of inclined tubular photobioreactors by installation of internal static mixers. En: Applied Microbiology and Biotechnology. Febrero, 2002, vol 58, no 5, p. 600-607. 21

RICHMOND, Amos. Microalgal biotechnology at the turn of the millennium: a personal view. En:

Journal of applied phycology. Abril, 2000, vol 12, no 3-5, p. 441-451.

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En un mismo fotobiorreactor se realizaron diferentes ensayos de mezclado, con el fin de variar la iluminación y la tasa de fotosíntesis. Según Richmond et al (1993) la eficiencia fotosintética disminuye al elevarse la intensidad luminosa en cultivos de microalgas de baja densidad celular, con una inyección de aire de 0,61 l*min y para una densidad celular óptima, se implementó una aireación de 4,21aire/l*min obteniendo un aumento de la productividad del doble de pasar de 0,6 a 4,2 l*min. Con lo anterior el autor concluyó que para cultivos de alta densidad celular, es recomendable usar niveles altos de iluminación tales como la iluminación intensa del medio día, se deben usar trayectorias pequeñas de luz y un mezclado alto, hasta donde lo permita la fragilidad de las células. Uno de los experimentos que realizó Grobbelaar (2000)23 24, determinó que los ciclos de Luz/Oscuridad y la contribución de nutrientes ayudan sinérgicamente con la productividad, además que los ciclos de luz/oscuridad ayudan a evitar la foto inhibición, aun en niveles altos de iluminación, ya que las células no están permanentemente expuestas a la iluminación. La tasa de fotosíntesis y productividad aumenta con ciclos de luz/oscuridad a intervalos de 0,05 – 5000 Hz. Sin embargo esto intervalos pueden variar de acuerdo con cada especie, además de la intensidad del mezclado y las características fotosintéticas de cada cultivo25. 4.2 CONDICIONES CLIMATOLOGICAS De acuerdo con lo investigado, las condiciones climatológicas más relevantes del Valle del Cauca y los valores óptimos que soportan el modelo de experimento teórico son:

22

SÁNCHEZ, Asterio; GARCÍA CAMACHO, Franciso; CONTRERAS GOMEZ, Antonio; MOLINA

GRIMA, Emilio; CHISTI, Yusuf. Bubble column and air lift photobioreactors for algal culture. En: Alche Journal. Septiembre, 2000, vol 46, no 8, p. 1872-1877. 23

GROBBELAAR, Johan. Turbulence in mass algal cultures and the role of light/dark fluctuations.

En: Journal of applied phycology. Marzo, 1994, vol 6, no 3, p. 331-335. 24

GROBBELAAR, Johan. Physiological and technological considerations for optimizing mass algal

cultures. En: Journal of Applied phycology.Octubre, 1999, vol 12, no 3, p. 201-206. 25

GUDIN, Claude; CHAUMONT, Daniel. Cell fragility - the key problem of microalgae mass

production in closed photobioreactors. En: Bioresource Technology. Julio, 2003, vol 38, no 2-3, p. 145-151.

23

Cuadro 1. Parámetros generales para el modelo experimento teórico

Parámetros Valores

Temperatura (ºC) 24.0

pH 7

Radiación Media (cal/cm2) 325

Humedad relativa (%) 70-75

El consolidado de la información anterior fue tomada basándose en las siguientes figuras, las cuales fueron investigadas en instituciones tales como el IDEAM, UPME y CENICAÑA. Figura 1. Grafica de temperaturas (ºC) y humedad relativa media vs meses (12)

Fuente: Carta climatológica en medidas mensuales, aeropuerto Alfonso Bonilla Aragón (Cali), temperaturas y otros valores. Disponible en Internet: http://bart.ideam.gov.co/cliciu/cali/temperatura.htm

24

Figura 2. Resumen multianual de radiación Estación Ptar Cali, año 2010 - 2011

Fuente: Boletines diarios de la Red Meteorológica Automatizada – RMA. Disponible en Internet: http://www.cenicana.org/clima_/boletin_meteoro_diario.php Cuadro 2. Aproximación a la disponibilidad promedio multianual de energía solar por regiones

REGIÓN kWh/m2/año

Guajira 2.190

Costa atlántica 1.825

Orinoquia 1.643

Amazonia 1.551

Andina 1.643

Costa pacífica 1.27

Fuente: Atlas de radiación solar de Colombia en el 2005, Disponible en Internet: http://www.upme.gov.co/Docs/Atlas_Radiacion_Solar/1-Atlas_Radiacion_Solar.pdf

25

4.3 BOMBA CENTRÍFUGA 4.3.1 Parámetros de diseño. Para dimensionar la bomba, se tuvieron en cuenta ecuaciones para determinar los diámetros de entrada del rodete, salida del rodete, espesor del rodete así como el espesor del álabe, forma de la voluta y el diámetro de salida del mismo, estas ecuaciones se pueden apreciar a continuación con su respectivo significado [26]. A parte de las ecuaciones mencionadas anteriormente, para esta investigación se utilizaron conocimientos y ecuaciones soportadas en bases teóricas propias de mecánica de fluidos y máquinas hidráulicas tales como las ecuaciones para hallar las dimensiones del rodete, número de álabes y las medidas de este, para realizar estos cálculos se debía contar con una serie de datos que se presentan a continuación. Para determinar el tipo de bomba a utilizar, es necesario tener unos datos de entrada tales como la altura dinámica Ht, caudal a garantizar Q y velocidad de flujo que debe manejar en la descarga UL el cual es de 0,48 m/s estos se determinaron por medio de las ecuaciones 1, 2 respectivamente:

(1)

(2)

Donde la altura de elevación son los 5 metros correspondientes a la altura del desgasificador, las pérdidas por fricción se determinaron por medio de la cuadro 3 donde se pueden obtener las perdidas por fricción en pies por cada 30,48 m, teniendo en cuenta que el caudal de trabajo es de 0,0011 m3/s o 18,85 GPM, que debe recorrer 113 m de tubería con un diámetro de 5,3 cm o 2 pulgadas aproximadamente, se calcularon perdidas por fricción con un valor de 0,76 pies o 0,23 m, como el fotobiorreactor a diseñar posee una longitud de 113 metros de recorrido, las pérdidas totales por fricción en este recorrido son de 0,85 m.

26

MATAIX, Claudio, Mecánica de fluidos y máquinas hidráulicas: Bombas Rotodinámicas. 2 ed. Madrid: Ediciones del Castillo, 1986. 660 p

26

Cuadro 3. Perdidas por fricción por cada 30,48 m de tubería

Fuente: Narváez, Gilberto. Gerente Motobombas y equipos Ltda.

Figura 3. Diseño del colector solar con accesorios

Para hallar las perdidas por accesorios se utilizó la cuadro 4, donde se listan cada uno de ellos con su factor de perdida, además se observa en la figura 3, el colector solar en el cual las microalgas circulan para obtener periodos de luz oscuridad, en este se observa los accesorios utilizados :

Diámetro de tubería

27

Cuadro4. Perdidas de carga por accesorios en el colector solar

Accesorio Coeficiente de pérdidas Numero de accesorios

Codo en U 3,96 19

Válvula de registro (abierto) 1,8 4

Válvula cheque (abierta) 3,3 2

Fuente: ver anexo A

accesóriosfricciónpérdidas HHH (3)

adordesgasificperdidasHH

totaldinámicaH (4)

Para hallar la atura total se utilizó la ecuación 1, para hallar la velocidad U2 se utilizó la ecuación 5, el caudal se halló por medio de la ecuación 2.

(5)

Los ángulos α1 y β1 se asumieron teniendo en cuenta que 13o< β1 < 22o mientras que para determinar el valor de α1 se requería un valor que garantizara una entrada radial en el álabe. El valor del número de revoluciones (N) se tomó teniendo como referencia una bomba centrífuga comercial de 0,5 Hp de capacidad ya que la capacidad necesaria para nuestro diseño es mínima. La eficiencia hidráulica se asumió teniendo en cuenta que está relacionada con las perdidas por fricción en las paredes de la tubería y accesorios utilizados.

Una vez se tuvieron estos datos se procedió a calcular cada uno de los parámetros de los triángulos de velocidades de entrada y salida para dimensionar el rodete, en la figura 4 se puede apreciar cómo se ubican los triángulos de velocidad en el álabe:

28

Figura 4. Triángulos de velocidad de entrada y salida del rodete

Fuente: Claudio Mataix., 1986. Mecánica de fluidos y máquinas hidráulicas. ISBN 84-219-0175-03. El diámetro exterior del rodete D2 se determinó por medio de la ecuación 6, con este valor y el número de revoluciones específico Nq, el cual se halló por medio de la ecuación 7, fue posible determinar el valor del diámetro interno del rodete D1 ya que el valor de Nq nos da la relación de D2/D1 en la cuadro 5: Cuadro 5. Nq vs la relación de diámetros

Nq 60-80 80-120 120-240 240-350 400-800

D2/D1 3-2,4 2,4-1,8 1,8-1,3 1,3-1,1 1

Fuente: Claudio Mataix., 1986. Mecánica de fluidos y máquinas hidráulicas. Ediciones del castillo. Madrid. España ISBN 84-219-0175-03.

(6)

4/3)(*75

**

H

QNNq

(7)

29

Teniendo este valor, se cruzó en la cuadro 5 en el rango de 60-80 obteniendo que la relación entre el D1 y D2 está entre 2,4 y 3, lo que da como resultado al momento de despejar en la siguiente relación un valor para D1 de 0,05 m :

m

DD 05,0

4,2

21

La velocidad U1 se determinó por medio de la ecuación 8 analizando que el caudal se conserva ya que no hay pérdidas del fluido en el momento de paso por el rodete, la componente de velocidad C2u se halló por medio de la ecuación 9, dado que el ángulo de entrada α1 es igual a 90o la velocidad C1 es igual a su componente de velocidad Cm1 la cual se halló por medio de la ecuación 10.

(8)

(9)

(10)

Para hallar la velocidad relativa W2 y la componente W2u fueron utilizadas las ecuaciones 11, 12 y 13 las cuales se presentan a continuación:

(11)

)tan(* 1222 um CUC

(12)

(13)

El ángulo α2 se calculó utilizando las ecuación 14, como se presenta a continuación:

(14)

El ángulo β2 calculó por medio de la ecuación 15 mientras el espesor de los álabes se determinó por medio de la ecuación 16 y que se presenta a continuación:

30

2

22

W

uW

(15)

(16)

Dónde:

Z

DCB

Q

m

1

1

**

(17)

En la ecuación 17, B es el espesor del rodete el cual se determinó por medio de la ecuación 18, mientras z es el número de álabes de la misma, el número de álabes de esta es 7.

(18) Para el dimensionamiento de la voluta se tuvo en cuenta la ecuación 19 que describe el radio del conducto del caracol el cual aumenta en función de la posición radia (Ver anexo B):

(19)

Donde: Q es el caudal. r3 se puede determinar por medio de la ecuación 20 Γ se puede hallar por medio de la ecuación 21

(20)

(21)

31

4.4 DESGASIFICADOR La concentración de la mezcla en el reactor, contribuye fuertemente al crecimiento de las algas además de las condiciones ambientales. Uno de los factores que mejora la productividad de las algas es la exposición de las células a los ciclos de luz y oscuridad, incrementando la transferencia de masa entre los nutrientes y las células. Eriksen et al (1998) 27 describe un sistema cerrado para el suministro de CO2 y de aire por separado, en este sistema de separación fue cinco veces más efectiva la transferencia de CO2 de la fase gaseosa a la fase liquida, en relación con la aspersión convencional. Eriksen menciona ventajas muy puntuales en el mezclado, las cuales se tomarán para el diseño del desgasificador, tales como implementar un sparger en el desgasificador que aumenta el coeficiente de transferencia del CO2, la inyección del mismo por separado también mejora la transferencia de masa incrementando el gradiente de presión parcial del gas entre la fase liquida y gaseosa, además, la grandes burbujas, generan turbulencia lo que hace que el crecimiento de las algas en las paredes sea menor. Por otro lado altos niveles de mezcla pueden inducir la muerte de las células, por el esfuerzo cortante al que pueden llegar ser expuestas, Barbosa et al (2004)28 encontró que las burbujas que se generan en el sparger son la principal causa de la muerte de las células además de la velocidad de entrada del gas, estos autores sugieren mantener la velocidad del gas en el sparger menor que el valor critico incrementando el número de boquillas o incrementando el diámetro de las mismas con el fin de minimizar el esfuerzo cortante relacionado con el daño de las células Una de las ventajas de la producción de biomasa a partir de algas es que pueden crecer en cultivos de agua dulce, solución salina e incluso agua residual 29.El sistema de bombeo tipo airlift modelado se seleccionó de acuerdo al volumen total del fotobiorreactor el cual es de 250 L, este sistema es utilizado para un fotobiorreactor de 200L cuyos parámetros se escalaron teniendo en cuenta los

27

ERIKSEN, Niels; POULSEN, Bjarne; IVERSEN, J. J. LØnsmann. Dual sparging laboratory-scale photobioreactor for continuous production of microalgae. En: Journal of Applyed Phycology. Mayo, 1998, vol 10 no 4, p. 377–382. 28ERIKSEN, Niels; POULSEN, Bjarne; IVERSEN, J. J. LØnsmann. Dual sparging laboratory-scale

photobioreactor for continuous production of microalgae. En: Journal of Applyed Phycology. Mayo, 1998, vol 10 no 4, p. 377–382. 29

YUN, Yeoung-San; LEE, Sun Bok; PARK, Jong. Moon; LEE, Choong-Il; YANG, Ji-Won. Carbon Dioxide Fixation by Algal Cultivation Using Wastewater Nutrients. En: Journal of Chemical Technology and Biotechnology. Marzo, 1997, vol 69, no 4, p. 451–455.

32

rangos de velocidad y altura a cumplir con el fin de garantizar un flujo turbulento y una mezcla la cual sea apta para estos microorganismos sin afectar su tasa de vida. También se modeló teniendo en cuenta otro fotobiorreactor de 400 L, el cual fue estudiado basándose en los resultados obtenidos por el investigador Emilio Molina Grimma en el desarrollo de un fotobiorreactor tubular. Este se tuvo en cuenta ya que por poseer un mayor volumen se prestó para corroborar y comparar la forma geométrica del fotobiorreactor, pues a mayor volumen es mayor la fracción de oxígeno a desgasificar 30. Tomando las medidas del dispositivo airlift usado en estos proyectos fue posible determinar medidas como su altura total, la cual fue de 6 m, altura que se seleccionó debido que para garantizar una velocidad de 0,5 ms-1 (la cual es la máxima permitida), el airlift debe tener una altura mínima de 5 m 31. En la ecuación 22 se puede apreciar la expresión utilizada para determinar la longitud de la zona de desgasificación:

b

D

LD

D

U

h

U

L (22)

Donde: LD es la longitud de la zona de desgasificación. ULD es la velocidad del fluido en la superficie de la zona de desgasificación. hD es la altura de la zona de desgasificación. Ub es la velocidad de las burbujas que salen del inyector de oxígeno cuyo valor recomendado está entre 0,2 y 0,4 ms-1 32. Para garantizar que toda la masa de agua que sale del riser se expulse todo el oxígeno generado durante el ciclo eficientemente a través de la zona de desgasificación, se debe cumplir la ecuación 23.

(23)

30

MOLINA GRIMA, Emilio. Production of microalgae biomass (scenedesmus almeriensis) in a

farmer greenhouse. [En linea]. Almeria: Departamento de Ingeniería Química, Universidad de Almería, 2005, [Consultado 11 de Mayo 2011]. Disponible en internet: http://www.sidym2006.com/imagenes/pdf/presentaciones/20_se.pdf 31

MOLINA, E.; FERNANDEZ, Op. cit., p. 120 32

MOLINA, E.; FERNANDEZ, Op. cit., p. 120

33

Donde: AD es el área transversal de la zona de desgasificación. Ar es el área transversal del riser. ULD es la velocidad del fluido en la superficie de la zona de desgasificación. Esta ecuación se puede descomponer teniendo en cuenta que el área de desgasificación es:

*DD hA (24)

Al despejar la ecuación 24 queda como se presenta la ecuación 24, con la cual determinamos la longitud mínima de la zona de desgasificación.

b

LD

U

UL

*4

** (25)

Para determinar los esfuerzos cortantes en los sistemas de bombeo, para este fin se atendió a la ecuación 28 la cual está en función del gradiente de velocidad en la dirección del eje coordenado Z y en función de la viscosidad dinámica como se aprecia a continuación33:

(26)

Dónde: τ Esfuerzo cortante. μ Viscosidad dinámica del agua.

Gradiente de velocidad en la dirección Y. Para efecto de cálculos, se tomó la viscosidad dinámica del fluido de trabajo a 25ºC con un valor de 0,00089 Pa.

Para ambos casos se calculó el valor del número de Reynolds el cual es un número adimensional que relaciona fuerzas viscosas y energía cinética de un fluido en movimiento y determina si un flujo es laminar con un valor menor a 2300, en transición con un valor entre 2300, y mayor a 2300 para ser turbulento según presentación en clase por Santiago Laín Beatove.

33

Viscosidad dinámica del agua líquida a varias temperaturas [En línea]. [Consultado 15 de febrero 2011]. Disponible en Internet: http://www.vaxasoftware.com/doc_edu/qui/viscoh2o.pdf

34

El valor del número de Reynolds es muy importante ya que nuestro flujo debe garantizarse turbulento, con el fin de evitar la adherencia de las microalgas a las paredes del reactor pues con esto impiden que las microalgas que se encuentran en la parte media del fluido aprovechen la luz solar para realizar el proceso de fotosíntesis. En el caso de la bomba centrífuga se pueden tomar el diámetro de salida del impeler y tomar un diámetro medio de la voluta, como se podrá apreciar en gráficas posteriores. Cabe resaltar que el esfuerzo cortante experimentado por las microalgas se ve influenciado fuertemente por la velocidad de rotación y el número de Reynolds del flujo el cual es posible determinar utilizando la ecuación 27 que se expresa a continuación:

(27)

Donde: μ Viscosidad dinámica. ρ Es la Densidad del fluido de estudio. Vel. Es la velocidad del fluido de trabajo. Ø Es el diámetro del ducto por el cual fluye el líquido. Esta ecuación es válida para determinar el número de Reynolds en el trayecto correspondiente al fotobiorreactor ya que este nos permite determinar el régimen del flujo, porque de este depende que las microalgas no se adhieran a las paredes del reactor como se puede apreciar en la ecuación 27. 4.4.1 Parámetros de diseño. Para diseñar el sistema de desgasificación se debe tener en cuenta parámetros importantes tales como la velocidad que se le va a imprimir al flujo de aire, el cual entra a la base del desgasificador. Es necesario garantizar que las burbujas que se forman en el Riser, no afecten las microalgas, sin embargo estas burbujas se adhieren a las microalgas, con el fin de realizar una desgasificación eficiente, generando así una diferencia de densidad en el fluido lo cual, genera el movimiento del agua, para determinar la velocidad del gas en el Riser del Airlift se utilizaron las siguientes gráficas, en la figura 5a se puede observar la velocidad del gas en función de la velocidad del agua en el circuito y una vez obtenemos esta velocidad teórica podemos remitirnos a la figura 5b en la

35

cual es posible determinar la altura del airlift en función de la velocidad del agua en el fotobiorreactor y del gas a medida que este sube por el riser. Figura 5a. Gráfica de la velocidad del líquido a la salida del riser en función de la velocidad de las burbujas a través del riser

Fuente: ACIEN FERNANDEZ, F. G; FERNANDEZ SEVILLA; SANCHEZ PEREZ, J. A; MOLINA GRIMA, E; CHISTI, Y. Airlift-driven external-loop tubular photobioreactors for outdoor production of microalgae: assessment of design and performance 2000, Department of Chemical Engineering, University of Almeria, E-04071 Almeria, Spain Figura 5b. Gráfica de la velocidad del líquido a la salida del riser en función de la altura del airlift y la velocidad de las burbujas a través del riser

Fuente: ACIEN FERNANDEZ, F. G; FERNANDEZ SEVILLA; SANCHEZ PEREZ, J. A; MOLINA GRIMA, E; CHISTI, Y. Airlift-driven external-loop tubular photobioreactors for outdoor production of microalgae: assessment of design and performance 2000, Department of Chemical Engineering, University of Almeria, E-04071 Almeria, Spain.

36

La velocidad de ascensión se presenta cuando la fuerza de elevación se iguala con la fuerza de sujeción y esta varia con el diámetro de la burbuja. Para determinar la velocidad de las burbujas o la velocidad a la cual entraban las burbujas en el desgasificador, se partió desde la referencia que indica que la velocidad superficial del aire tendrá un rango entre 0,2 ms-1 y 0,4 ms-1 34, al confrontar con la gráfica presentada en la figura anterior, fue calculada una velocidad aproximada de 0,25 ms-1, la cual se encuentra en los rangos preestablecidos según la Figura 8a. Según Treybal35 el diámetro de la burbuja se ve fuertemente influenciado por variables como el tamaño del agujero del sparger, velocidad del fluido impulsado, propiedades del fluido tales como la viscosidad y la densidad y de la turbulencia que se presenta en el fluido. 4.4.1.1 Circulación del Medio de Cultivo en el Reactor. El método para hacer circular el liquido por el fotobiorreactor es otra consideración importante en el diseño de estos, las paletas rotatorias en los reactores abiertos, las bombas de desplazamiento positivo, rotatorias o de tornillo y en general cualquier método tiene una gran desventaja y es la de producir grandes esfuerzos cortantes a las células, dañándolas, es por lo anterior que en lo fotobiorreactores tubulares, es comúnmente utilizado el sistema tipo airlift o método hidroneumático, por ello, en fotobiorreactores tubulares dispuestos horizontalmente, es común usar el método hidroneumático basado en el principio airlift [36], [37], [38]. La velocidad del medio de cultivo en los tubos tiene que ser suficiente para asegurar un flujo turbulento que evite el crecimiento en la pared del tubo o la sedimentación de las células por una parte, y por otra que asegure un régimen de iluminación favorable para establecer una fotosíntesis intensa (Gudin y Chaumont, 1991, Camacho et al., 1999; Molina et al., 1999). Una baja velocidad de circulación del líquido menor a 15 cms-1 casi siempre produce crecimiento en la pared y posiblemente inhibición del crecimiento

34

ACIEN FERNANDEZ, Gabriel; FERNANDEZ SEVILLA, Jose Maria; SANCHEZ PEREZ, Jose Antonio; MOLINA GRIMA, Emilio; CHISTI, Yusuf. Airlift-driven external-loop tubular photobioreactors for outdoor production of microalgae: assessment of design and performance, En: Chemical Engineering Science, Noviembre, 2000, vol 56, no. 8, p. 2721-2732 35

TREYBAL, Robert E. Operaciones de transferencia de masa. 2 ed. Editorial: Mc Graw Hill.1988. 862p 36

RICHMOND, A; BOUSSIBA, S; VONSHAK, A; KOPEL; Op. cit., p. 327-332. 37

SÁNCHEZ, A, GARCÍA, F, CONTRERAS, A, MOLINA, E, CHISTI, Y; Op. cit., p.1872-1877. 38

RICHMOND, Amos; BOUSSIBA, Sammy; VONSHAK, Avigad; KOPEL; Reuven. A new tubular reactor for mass production of microalgae outdoors. En: Journal of applied phycology. Enero, 1993, vol 5, no 3, p. 327-332.

37

por altas concentraciones de O2 disuelto. Una velocidad de líquido en los tubos de 30-50 cms-1 es apropiada en la mayoría de los casos. Como ya se mencionó, disminuir la trayectoria de la luz incrementa la eficiencia de utilización de luz y la productividad. Sin embargo, emplear rutas luminosas muy cortas implica obstáculos técnicos adicionales, ya que la fuerza motriz necesaria para mantener un flujo turbulento es inversamente proporcional al diámetro del tubo empleado. Entonces, las mayores densidades celulares y mayores viscosidades asociadas con diámetros de tubo pequeños pueden producir limitaciones diferentes a las impuestas por la luz; por ello es de suma importancia optimizar el diámetro del reactor. Tanto en reactores tubulares como planos, una trayectoria de la luz de 1-2cm podría ser el mínimo práctico para operar fotobiorreactores cerrados.

38

5. METODOLOGÍA El proceso metodológico que se llevó a cabo fue analizar los sistemas de bombeo más utilizados en el proceso de obtención de biomasa a partir de microalgas. Se analizaron dos bombas centrifugas, una teórica y una comercial, haciendo un énfasis especial en esta última debido a la dificultad para fabricar un tipo de bomba diseñado especialmente para esta altura dinámica y velocidad a garantizar. 5.1 BOMBA CENTRIFUGA COMERCIAL Teniendo la altura dinámica es posible determinar qué tipo de bomba se va a utilizar, debido a que la altura requerida es muy baja seleccionamos una bomba IHM cuya curva de funcionamiento de Altura vs Caudal (ver anexo B) muestra que la carga mínima es de 20 m; en la figura 6 se puede apreciar una imagen del ensamble de la bomba centrífuga a simular, el modelado se realizó por medio de CAD Solid Edge V20, en esta imagen se rotularon las piezas principales del ensamble a simular las cuales fueron: el rodete, la voluta o caracol y la sección de entrada o Inlet. 5.1.1 Dimensionamiento de la bomba centrífuga. Como se observó anteriormente para garantizar ciertos parámetros tales como la altura dinámica, caudal y velocidad se utilizó desde la ecuación 1 hasta la ecuación 21, sin embargo para hacer una simulación más real estos resultados se compararon con las dimensiones de una bomba comercial obteniendo el sólido que se aprecia en la figura 6, en la cual, se puede apreciar el diámetro exterior con un valor de 0,115 m y el diámetro interior con un valor de 0,038 m, este rodete posee un espesor de 0,0075 m, en la figura 9 podemos ver una vista superior de la voluta con las medidas de 4 de los diámetros del caracol así como el diámetro de la descarga con un valor de 0,01224 m, ver Anexo F, plano de la bomba centrifuga comercial.

39

Figura 6. Sólido del rodete de la bomba centrífuga modelada en Solid Edge.

Figura 7. Dimensiones del rodete de la bomba

Figura 8. Sólido de la bomba centrifuga comercial

40

Figura 9. Dimensiones de la voluta de la bomba

5.1.2 Enmallado y Condiciones de frontera. Con el fin de simular y analizar esta bomba se aplicó un enmallado al ensamble final de la bomba, para esto se utilizó la aplicación Mesh de CFD en Ansys, el tipo de malla seleccionada para esta aplicación fue una tetraédrica independiente debido a la forma del caracol y de los álabes del rodete, la malla se hizo con un tamaño de elemento de 1E-3 m. el resultado del enmallado se puede apreciar en las figuras 10 y 11, en la cuadro 6 se puede apreciar las características de la malla así como número de elementos por zona. Figura 10. Vista 1 isométrica de la bomba enmallada

41

Figura 11. Vista 2 isométrica de la bomba enmallada

Cuadro 6.Características de la malla por zona

Dominio Nodos Elementos

Fluido_estatico 88630 417902

Fluido_rotatorio 113237 570295

Region_entrada 34628 165878

Dominios total 236495 1154075

Para aplicar las condiciones de frontera en el programa de simulación se crearon 3 dominios fluidos. El rodete el cual conformaba el dominio fluido rotativo con una velocidad angular de 1750 RPM, este a su vez tenía las condiciones de frontera de pared para los álabes y los bordes superior e inferior del mismo. El caracol o voluta que conformó el dominio fluido estático, en él estaba la condición de pared para los bordes externos del caracol, así como la condición de salida outlet con una velocidad normal de 0,48 ms-1 . La región de entrada la cual conformaba un dominio fluido, en ella estaba la condición de pared en el fondo de esta región y la condición de entrada Inlet que se encarga de reconocer un flujo másico de 1,1Kgs-1.

42

A parte del proceso descrito anteriormente se aplicaron condiciones de interface en las zonas en las cuales interactuaban fluidos, estas interfaces se aplicaron donde se conectan los dominios del rodete y la región de entrada, así como donde se conectan la voluta y el rodete. En la figura 12 se puede apreciar el conjunto completo con las condiciones antes mencionadas: Figura 12. Vista isométrica de la bomba con las condiciones de frontera

. 5.2 BOMBA CENTRIFUGA TEÓRICA 5.2.1 Dimensionamiento de la bomba centrífuga Teórica. Para realizar los cálculos correspondientes a la bomba centrífuga teórica, se utilizaron los datos que se resumen en la cuadro 7. Cuadro 7. Datos de entrada para el dimensionamiento de la bomba centrifuga teórica

Datos de entrada

Revoluciones N (rpm) 1750

Caudal Q (m3/s) 0,0011

Altura HT (m) 6,77

Eficiencia hidráulica ηH (%) 0,87

α1 (grados) 90

β1 (grados) 22

β2 (grados) 23

Velocidad U2 (m/s) 12

43

Dónde: α1y β1 Corresponden a ángulos del triángulo de velocidades de entrada y nos dan información sobre el ángulo de inclinación del álabe. Velocidad U2 corresponde a la velocidad absoluta del álabe a la entrada y el ángulo β2 es el ángulo de salida del álabe. Para este punto, se dimensionaron las piezas que la conformaban, basando este diseño en las ecuaciones propias de la mecánica de fluidos obteniendo las siguientes dimensiones que se muestran en la figura 13.

Figura 13. Dimensiones del rodete de la bomba teórica

Figura 14. Sólido de la bomba teórica

44

5.3 DIMENSIONAMIENTO Y SIMULACIÓN DEL DISPOSITIVO AIRLIFT Para hallar estas dimensiones en el dispositivo se tuvieron en cuenta las medidas de algunas partes del dispositivo Airlift mencionado por Acién Fernández 39en su artículo, entre estas medidas se encuentran: El diámetro del tubo en el fotobiorreactor el cual tiene un valor de 0,053 m puede ser tomado como referente para usar en los cálculos como el diámetro del riser y del downcomer. El ángulo de inclinación de la base de la zona desgasificación debe tener 600 como mínimo con respecto a la horizontal de manera que las microalgas no se detengan por la fricción con la parte inferior de la zona de desgasificación, además de permitir un mayor volumen en el desgasificador con el fin de permitir que todo el oxígeno alcance a ser expulsado. La separación de las paredes en la zona de desgasificación es igual a los diámetros del riser y del downcomer. En las figura 15 se distingue la zona de desgasificación y en la figura 16 se percibe el desgasificador completo con la entrada para inyectar el aire, al inicio del riser, este fue modelado por medio del CAD Solid Edge V20. Figura 15. Sólido de la zona de desgasificación del Airlift modelada en Solid Edge

39

MOLINA, E.; FERNANDEZ, Op. cit., p. 125

45

Figura 16. Sólido del Airlift modelado en Solid Edge

El dispositivo airlift posee una ventaja respecto a otros sistemas y es la posibilidad de eliminar los excesos de O2 al mismo tiempo que puede recircular el fluido por todo el fotobiorreactor, en este caso el diámetro del downcomer y del riser está preestablecido por el reactor ya que el diámetro de los tubos darán el diámetro el cual es de 0,053 m de diámetro interno. Una de las variables más importantes en el diseño del dispositivo es el volumen total del mismo, el cual, no puede ser mayor a 12%40 del volumen total del fotobiorreactor, pues es ideal que las microalgas circulen la mayoría del tiempo en el colector solar presentando anteriormente, pero también es necesario garantizar que los microorganismos tengan un periodo de tiempo necesario para ser desgasificados, siendo entonces que el volumen total del colector solar es de 250 L, el volumen del diseño presentado para el desgasificador será de 30 L . Para determinar el volumen total del desgasificador se dividió geométricamente en figuras para su análisis como se puede apreciar en la siguiente figura:

40

MOLINA GRIMA, Emilio; FERNÁNDEZ SEVILLA, Jose Maria; ACIÉN FERNANDEZ, Gabriel; CHISTI, Yusuf. Tubular photobioreactor design for algal cultures. En: Journal of Biotechnology. Octubre, 2001, vol 92, no 2, p. 113-131.

46

Figura 17. División del desgasificador por zonas (todas las medidas en metros)

En la figura 17 se pueden apreciar 3 zonas, la zona A la cual corresponde al volumen de la zona de intercambio de masa donde se elimina el oxígeno (cuya ecuación es el área de un rectángulo por el diámetro del raiser o del downcomer ), restándole el volumen de la porción del riser y del downcomer que los componen con 0,18 m de alto, teniendo en cuenta las medidas de la figura 17 , la ecuación 28 daría el resultado que se presenta a continuación:

)(. ilindricasporcionescZonaAVolVA

18,0*0265,0*053,0*280,0*18,0 2AV (28)

300227,0 mVA

El siguiente volumen a determinar es el volumen de la zona B el cual corresponde al volumen de la zona de ingreso al downcomer restándole el volumen de la porción del downcomer que lo compone, esta ecuación se puede determinar por medio de la siguiente ecuación la cual es ecuación del área de un triángulo por el ancho que es el mismo diámetro del raiser y del downcomer:

)2/)485,0*0265,0*((053,0*2/280,0*757,0 2BV (29)

47

30047,0 mVB

El último volumen a determinar fue el del downcomer y del riser los cuales fueron volúmenes de 2 cilindros, se pueden determinar por medio de la siguiente ecuación:

5*0265,0**2 2CV (30)

3022,0 mVC

Una vez calculado el volumen total con un valor de 0,029 m3 o 29 L valor que corresponde al 12 % del volumen total, corroborando que se cumplió con el parámetro del volumen permisible. Como se mencionó anteriormente para el dimensionamiento de este dispositivo se tuvo en cuenta el artículo de Acien Fernandez [26] ,las ecuaciones 22 a 25 así como la gráficas 5a y 5b. En la figura 18 se observa una vista superior del airlift con la longitud de la zona de desgasificación y la separación entre las paredes la cual posee el mismo valor de los diámetros del riser y del downcomer. Figura 18. Vista superior del desgasificador airlift

5.3.1 Enmallado y Condiciones de frontera. Para el enmallado de este cuerpo se utilizó un tipo de malla tetraédrica por la forma del cuerpo y con el fin de obtener un mejor ajuste de la malla y mejores resultados en la simulación, el tamaño de malla utilizado es 9 E-2, el total de nodos resultantes fue de 65205 con un total de elementos de 276674. En las figuras 19 y 20 se puede apreciar la vista en isométrico y de la parte superior del desgasificador enmallado, se aprecia como

48

varia el tamaño de nodos en las columnas correspondientes al riser y al downcomer debido a la forma cilíndrica y al nivel de análisis que se presenta allí. Figura 19. Vista en isométrico del desgasificador enmallado

Figura 20. Vista del desgasificador con aumento

Las condiciones de frontera para este dispositivo fueron las siguientes: Dos condiciones de entrada correspondiente a la entrada del agua con un valor de flujo másico de 1,18kgs-1 y a la entrada del aire con un valor de 3,127 ms-1.

49

Una condición de salida outlet correspondiente a la salida del desgasificador hacia el fotobiorreactor con un valor de 0,48ms-1 como se puede apreciar en la figura 21. A parte de esto se aplicó la condición de frontera a la salida superior con el fin de que esta sea reconocida como una interface abierta al ambiente y permita la salida del aire además de medir que fracción de aire sale. Figura 21. Vista isométrica del desgasificador con las condiciones de frontera

50

6. PRESENTACIÓN Y ANÁLISIS DE RESULTADOS

A continuación se presentan los resultados de los valores calculados para dimensionar la bomba teórica y el desgasificador:

6.1 BOMBA CENTRIFUGA COMERCIAL Una vez se implementaron las condiciones de frontera se procedió a realizar la simulación utilizando el modelo SST (shear stress transport), para este tipo de condiciones y del posterior análisis de los resultados que esta presentó. En las figuras 22 y 23 se pueden apreciar los resultados de los valores del gradiente de velocidad y de la velocidad del fluido correspondiente a la salida de la voluta respectivamente. Como se puede apreciar esta velocidad alcanza un valor máximo de 0,54 ms-1 a través de toda la trayectoria excepto en la salida donde este valor decrece debido a la condición de frontera donde el valor de la velocidad era de 0.48 ms-1. En la figura 25 se observa la velocidad del fluido que se encuentra en el rodete, este corresponde al dominio fluido rotatorio, en el cual se puede aprecia valores máximos de velocidad de 8 ms-1

, los cuales, se localizan en las zonas que limitan con la interface, entre los alabes se aprecian velocidades del orden de 3,4 ms-1, también es notable como el fluido que está próximo a la cara frontal de los álabes posee velocidades mínimas, mientras el fluido en la cara posterior alcanza velocidades mayores, en esta figura es posible determinar porque en este tipo de bombas se presentan esfuerzos cortantes tan altos, ya que hay altas variaciones en la velocidad del fluido lo cual va directamente relacionado con los gradientes de velocidad que se presentan en la bomba.

51

Figura 22. Gradiente de velocidad en W calculado en el rodete

Figura 23. Velocidad del agua sobre el plano XZ

52

Figura 24. Velocidad del agua en el rodete

Para determinar la velocidad en el dominio fluido estático inmerso en el caracol, se utilizó la herramienta de streamlines, partiendo de la interface con el rodete, este resultado se puede apreciar en la figura 25, donde se observa una variación de la velocidad de 15 ms-1 a 2 ms-1. En la sección final de la voluta se presentan muy pocas streamlines debido a la condición de salida del flujo en la voluta. Figura 25. Streamlines de velocidad en el dominio fluido estático

53

Para hallar el esfuerzo cortante en medio del fluido se utilizó la ecuación 26 para fluidos newtonianos, en la cual se teniendo la viscosidad cinemática del agua y el gradiente de velocidad en el eje Y (Z según el eje de coordenadas de nuestro diseño), para hallar el esfuerzo cortante que se presenta, se insertó una línea en una sección de la voluta con el fin de determinar el valor del gradiente de velocidad, esa línea específica se aprecia en la figura 26 en donde se puede ver que esta línea se ubica cerca a las paredes de la voluta con el fin de analizar un punto donde el esfuerzo cortante sea alto. Figura 26. Vista frontal de la línea que representa el gradiente de velocidad en w en la voluta

Los datos de los valores del gradiente de velocidad fueron exportados y una vez realizado este paso se tabularon para realizar la gráfica del esfuerzo cortante, la cual se presenta en la figura 27, en esta se puede apreciar como la gráfica sigue una línea recta, lo cual es verídico teniendo en cuenta que es un fluido newtoniano, como se puede observar el esfuerzo de mayor valor es de 0,4 Pa.

54

Figura 27. Gráfica de esfuerzo cortante vs Gradiente de velocidad en Z

Esta gráfica se realizó teniendo en cuenta valores de la voluta, en la figura 28 se puede apreciar esta línea pero en el dominio del fluido rotativo, es decir del rodete, en este caso alcanzó valores de 1200 s-1 es mayor a los valores hallados en la voluta ya que este dominio está expuesto al movimiento de los álabes. Figura 28. Vista frontal de la línea que representa el gradiente de velocidad en w en el rodete

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Figura 29. Gráfica de esfuerzo cortante vs Gradiente de velocidad en Z en el rodete

En la figura 29 se puede observar la gráfica de esfuerzo cortante vs gradiente de velocidad en el dominio fluido rotativo, en esta se hallo un esfuerzo máximo de 1,2 Pa, valor que supera el límite de esfuerzo a partir del cual la vida de las microalgas se empieza a ver afectada reduciéndose a un 62%41.

6.2 BOMBA CENTRÍFUGA TEÓRICA Luego de despejar las ecuaciones correspondientes al dimensionamiento de la bomba se procedió a parametrizar con la ayuda de Microsoft Excel con el fin de tabular los resultados e interrelacionarlos para obtener las condiciones óptimas las cuales se presentan a continuación.

maccesorios

H 955,0100

)10,19*1()6,1*1()9,3*19(

mHHH accesóriosfricciónpérdidas 8,1955,085,0

41

MICHELS, Michiel; VAN DER GOOT, Atze; NORSKER, Niels-Henrik; WIJFFELS, René. Effects

of shear stress on the microalgae Chaetoceros muelleri. En: Bioprocess and systems engineering. Febrero, 2010, vol 33, no 8, p. 921-927

56

mmmtotaldinámicaH 8,658,1

8,6*806,9*22 U

11

2 1254,11 msmsU

(7)

mD 13,0*1750

60*122

4/3)(*75

**

H

QNNq

(8)

rpmNq 55)77,6(*75

1000*0011,0*17504/3

(9)

1

1 6,413,0

05,0*12 msU

(10)

1

2 6,586,0*12

806,9*77,6 msC u

(11)

1

11 02,2)22tan(*6,4 msCCm

57

(12)

1

2 36,622,612 msW u

)tan(* 1222 um CUC

1

2 57,2)22tan(*78,5 msC m

122

2 86,6)33,278,5( msW

01

2 2422,6

33,2tan

mS 00314,0)22sin(*0084,0

Dónde:

Z

DCB

Q

m

1

1

**

m0084,0

7

05,0*85,1*004,0

0011,0

58

mB 004,0

85,1*05,0*

0011,0

Al igual que en la bomba comercial se realizó el enmallado y se utilizaron los mismos parámetros de entrada de velocidad y flujo másico, para realizar la posterior simulación obteniendo los siguientes resultados luego de calcular el esfuerzo cortante. En la figura 30 se aprecia el enmallado de la bomba teórica la cual al igual que la bomba comercial se enmallo con un tipo de malla tetraédrica y tamaño de elemento de 1 E-3 m, mientras en la figura 31 se aprecia el gradiente de velocidad en la dirección W cuyos resultado es de 400 s-1 en las zonas donde se presenta mayor gradiente. Figura 30. Solido de la bomba teórica enmallado

59

Figura 31. Resultados del gradiente de velocidad en dirección W localizados en el rodete de la bomba

En la figura 32 se presenta una grafica donde es posible observar el comportamiento del esfuerzo cortante alcanzando valores máximos de 1,7 Pa los cuales son nocivos para la pared celular de las microalgas. Figura 32. Esfuerzo cortante de la bomba teórica

60

6.3 SIMULACIÓN SISTEMA AIRLIFT Los resultados de algunos de las ecuaciones utilizadas para dimensionar el desgasificador se presentan a continuación:

b

LD

U

UL

*4

** (24)

mLD 10,02,0*4

053,0*48,0*

(29)

2858400089,0

053,0*48,0*1000Re

Dado el alto valor del número de Reynolds se comprueba que efectivamente se garantiza un flujo turbulento necesario para evitar la adherencia de las microalgas a las paredes del desgasificador. En esta simulación se analizaron los resultados correspondientes a la velocidad, fracciones volumétricas de aire y agua así como el esfuerzo cortante que experimentaban estas regiones, al igual que en la bomba centrífuga se tuvo en cuenta el modelo SST. En la figura 33 se aprecia el desgasificador en vista frontal con los contornos correspondientes a los valores de velocidad que presenta el agua, observamos como la velocidad alcanza valores máximos de 0,55 ms-1 y mínimos de hasta 0,039 ms-1, los valores máximos se presentan en la zona del riser, el downcomer y en la zona de desgasificación cerca de la región de salida del aire, esto se puede explicar teniendo en cuenta que por ser una región con condición desgasificadora va a presentar un intercambio de masa por la salida del aire lo cual va a generar mayor turbulencia.

61

Figura 33. Velocidad que se presenta en el desgasificador airlift

En la figura 34 se aprecian los vectores de velocidad correspondientes a la velocidad del aire en el desgasificador, se utilizan vectores con el fin de comprobar que el aire realmente está saliendo del dispositivo airlift, el aire recircula por la zona de desgasificación con velocidades cercanas a 0,27 ms-1 y se nota que una pequeña fracción alcanza a bajar por el downcomer con valores de 0,137 ms-1.

Figura 34. Vectores de velocidad del aire en el desgasificador

62

Para determinar el esfuerzo cortante en el desgasificador se seleccionar las zonas en las cuales la turbulencia y los cambios de velocidad fuesen más abruptos, al igual que en la bomba centrífuga se seleccionaron datos de gradiente de velocidad sobre una línea trazada en medio del fluido, esta línea se puede apreciar con mayor detalle en la figura 35. Figura 35. Vista frontal del desgasificador con la línea sobre la cual se halló la velocidad

Al igual que en la bomba centrífuga se exportaron a Excel los valores del gradiente de velocidad, los cuales fueron tabulados con el fin de obtener resultados con los cuales se realizó la gráfica que se presenta en la figura 36, de la cual, se dedujo que el valor máximo de esfuerzo cortante en esta región fue de 0,012 Pa.

Figura 36. Gráfica del esfuerzo cortante vs el gradiente de velocidad en Z hallado en la entrada a la zona de desgasificación

Debido a que la región de entrada del agua y del aire es una zona que presenta un valor de turbulencia muy alto en comparación con otras zonas es fundamental determinar el valor de los esfuerzos cortantes allí, por esta razón se trazó una

63

línea en una zona que se encontrara cercana a la boquilla de ingreso del aire, esta se puede observar en la figura 37. Figura 37. Vista del desgasificador con la línea sobre la cual se halló la velocidad en la entrada del aire y del agua

En la figura 38 se aprecia la gráfica con los valores del esfuerzo cortante calculados y aunque esta zona presenta un valor alto en la turbulencia el valor del esfuerzo cortante máximo es de 4,5 E-4 Pa, que al compararlo con los hallados en la gráfica correspondiente a la figura 36, se encontró que este valor es menor esto se debe a la relación directa que hay entre el gradiente de velocidad y el esfuerzo cortante, este ultimo, es muy bajo a la entrada del desgasificador ya que allí se presenta un valor de velocidad constante como lo podemos corroborar en las gráficas 33 y 34. Figura 38. Gráfica del esfuerzo cortante vs el gradiente de velocidad en Z al ingreso del aire

64

Por último se graficaron los esfuerzos cortantes hallados en la región de salida de la zona de desgasificación y como se puede apreciar en la figura 38, allí se presenta una variación mayor de la velocidad a través del ingreso a downcomer, lo cual nos da una idea sobre el comportamiento del esfuerzo cortante. En la figura 39 se puede analizar la gráfica de esfuerzo cortante hallada a partir de los valores calculados en la figura 40, el valor del esfuerzo cortante máximo es de 0,013 Pa, un tanto mayor que el hallado en la entrada a la zona de desgasificación lo cual los clasifica como punto críticos a la hora de diseñar este tipo de desgasificadores. Figura 39. Vista del desgasificador con la línea sobre la cual se halló la velocidad en la zona de desgasificación

Figura 40. Gráfica del esfuerzo cortante vs el gradiente de velocidad en Z a la salida de la zona de desgasificación

.

65

En la anterior figura se realizo la simulación del gradiente de velocidad a la entrada de aire en el desgasificador, el cual es considerado una de las zonas criticas de nuestro análisis, ya que en ella, el fluido y las microalgas entran en contacto con el aire, este a su vez realiza dos funciones, una es contribuir a la recirculación de las microalgas por todo el fotobiorreactor y la segunda es que las microalgas puedan alimentarse del CO2 que está presente y poder realizar un ciclo adecuado. Figura 41. Identificación del punto de eficiencia en desgasificación

Como se puede observar en la Figura 41, se ubicó una línea al final del downcomer para determinar la eficiencia del desgasificador con datos ideales, el cual se obtuvo el siguiente cálculo de eficiencia:

100*__

_____

inyectadaavolumetricFraccion

calculadaavolumetricFraccioninyectadaavolumetricFraccionaciondesgasificEficiencia

(31)

%14,99100*20,,0

1072,120,0_

3

x

aciondesgasificEficiencia

66

7. DISEÑO FINAL DEL DISPOSITIVO Para el diseño final es necesario tener en cuenta que las simulaciones anteriores se realizaron basándose en valores teóricos para la inyección del aire, con el fin de tener valores más reales se seleccionó un tipo de compresor comercial, el cual, contara con los parámetros necesarios para nuestro diseño, como una presión mayor a 7,105 psi según la ecuación 32, la cual se calculó según la presión por la columna de agua presente en ese punto.

hgPRESION ** (32)

Donde: Δh Altura de la columna del desgasificador. Con las cotizaciones realizadas y la información correspondiente a los parámetros más relevantes compresor para nuestros fines tales como el caudal de trabajo real es posible realizar simulaciones variando el diámetro del agujero del sparger así como en la velocidad del fluido ya que como parámetro de diseño el esfuerzo cortante generado se ve fuertemente influenciado por estos y ahora que determinamos que el sistema tipo airlift genera menores esfuerzos cortantes en comparación con la bomba centrifuga se requiere mejorar el diseño con el fin de aumentar la producción y la eficiencia de desgasificación con las condiciones comerciales con las que se cuenta. Se utilizaron 2 diámetros de manguera los cuales fueron de ¼” (6,350 mm) y 3/8” (9,525 mm), ya que el diámetro de burbuja para nuestra velocidad de flujo debe estar entre 5 mm y 10 mm [42], se debe tener en cuenta que el diámetro de la manguera será el diámetro mayor de la burbuja. Adicionalmente se varió la velocidad de flujo de aire inyectado por el compresor ya que es importante determinar a qué velocidad se presentan las condiciones más seguras para las microalgas, las velocidades seleccionadas fueron: 3,127 ms-1 para el compresor de referencia R-07054-00 y para el compresor de

42

FULLERINGER, Megan Sumiko; MICHAUX, Edouard; POIRIER, Derick R. Design of a Small

Scale Algae Cultivation System to Produce Biodiesel. [En linea]. Montreal: McGill University, Department of Bioresource Engineering, 2009, [Consultado 23 de Junio 2011]. Disponible en internet: http://www.mcgill.ca/files/bioeng/MeghanEdouardDerick2009.pdf

67

referencia R-07054-28 5,22 ms-1 correspondiente al caudal aportado por el compresor seleccionado (ver Anexo D). Con el compresor de aire libre de aceite seleccionado, ver Anexo C. se realizó una simulación con valores comerciales, con el fin de hallar los valores máximos de esfuerzos cortantes y determinar qué sistema induce menores esfuerzos cortantes, con el fin de aumentar la producción de las algas. El valor máximo de la velocidad de flujo inducido por el compresor es 3,5 cfm (0,0583 ft/s), con esta simulación con los datos reales se puede observar que aumenta la circulación del flujo, induciendo una desgasifición mayor, grafica 41. Figura 42. Vectores de velocidad del aire inducidos por el compresor de aire libre de aceite

Figura 43. Esfuerzo cortante presente en el desgasificador

68

Cuadro 8. Comparativo de los dos compresores comerciales vs esfuerzos cortantes en el desgasificador de acuerdo al diámetro del sparger

COMPRESOR LIBRE DE ACEITE ESFUERZOS CORTANTES

Referencia Velocidad de inyección

(ms-1) Diámetro de ¼” (6,350

mm) Diámetro de 3/8” (9,525

mm)

R-07054-00 3,127 0,013 0,035

R-07054-28 5,22 0,025 0,032

Utilizando la ecuacion 31, se realiza el calculo de la eficiecia del sistema con ambas referencia del compresor libre de aceitey los resultados fueron tabulados al igual que en la cuadro 9: Cuadro 9. Comparativo de los dos compresores comerciales vs eficiencia en desgasificación de acuerdo al diámetro del sparger

COMPRESOR LIBRE DE ACEITE EFICIENCIA

Referencia Velocidad de inyección

(ms-1) Diámetro de ¼” (6,350

mm) Diámetro de 3/8” (9,525

mm)

R-07054-00 3,127 99,14 99,55

R-07054-28 5,22 99,20 95,35

Como este dispositivo debe tener una inyección de aire adaptada por medio de un compresor con el fin de suministrarle el flujo necesario, se determinó cuanta energía consume el airlift, para esto se utilizó la ecuación 33 que se presenta a continuación

(33) 3/4,12713*8,9*1000 mkWPic

Donde: Pic; Suministro de energía por metro cubico. ρ; Densidad del fluido que en este trabajo es el agua. g; Aceleración de la gravedad. UG; Velocidad superficial del gas en el riser.

69

Para la calcular la entrada de potencia necesaria para circular el agua se utilizó la ecuación 33 la cual arroja el resultado en watts:

(34)

HpWPBi

087,068,640011,0*6*8,9*1000

Donde: PiB; Suministro de energía por metro cubico de la bomba. ρ; Densidad del fluido que en este trabajo es el agua. g; Aceleración de la gravedad. H; Altura dinámica total. Q; Caudal.

En la cuadro 10 se resumen los parámetros fundamentales para el diseño del desgasificador airlift de acuerdo al trabajo, investigaciones y simulaciones realizadas. Cuadro 10. Parámetros del diseño final.

PARÁMETRO VALOR DE DISEÑO

Longitud de desgasificación (m) 0,28

Diámetro del riser (m) 0,053

Altura total Desgasificador (m) 5

Diámetro del downcomer (m) 0,053

Velocidad del fluido (ms-1) 0,48

Caudal de Inyección del aire (m3s-1) 2,45E-4

(0,52 cfm)

Altura máxima de la zona de desgasificación (m) 0,937

Energía consumida por el compresor (KW/m3) 127,4

Diámetro del sparger (m) 0,00635

Eficiencia de desgasificación (%) 99,2

Presión de columna al ingreso del aire (kPa) 48,99

70

A continuación en la figura 44 se presenta un plano con las dimensiones más importantes a la hora del diseño del desgasificador tipo airlift para el fotobiorreactor de 250 L. Figura 44. Plano con las dimensiones del desgasificador

71

8. CONCLUSIONES

Al comparar los esfuerzos cortantes, consumo de energía y funcionalidad de los sistemas de bombeo, se concluye que el sistema tipo airlift es el más eficiente para la función de circulación del cultivo dado su bajo impacto en el metabolismo y desarrollo algal. La evaluación por CFD mostró zonas con valores de esfuerzos cortantes 0.4 en la voluta y 1.2 Pa en rodete. Dichos valores generan una mortalidad microalgal según la bibliografía consultada según al 62% lo cual, no lo hace un sistema viable en cultivos algales. El análisis de la bibliografía seleccionada permitió realizar el dimensionamiento del sistema airtlif que cumple con la función de bombeo y desgasificación. Las condiciones de operación fueron validadas numéricamente encontrando eficiencias mínimas del 96% en desgasificación. Las simulaciones computacionales mostraron que a mayor diámetro del Sparger se presentaban mayores esfuerzos cortantes, demostrando que el diámetro de burbuja si está relacionado con el esfuerzo cortante, como se observó en la bibliografía consultada.

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ANEXOS

Anexo A. Pérdidas por fricción en accesorios

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Anexo B. Hoja de ecuaciones para el dimensionamiento de la bomba Centrífuga.

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Anexo C. Especificaciones del compresor de aire libre de aceite. Disponible en Internet: http://www.coleparmer.com/catalog/product_view.asp?sku=0705428

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Anexo D. Especificaciones del compresor de aire libre de aceite. Disponible en Internet:http://www.coleparmer.com/Assets/Catalog_Pdfs/0910_PDF/R_00353.PDF

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Anexo E. Especificaciones del regulador de flujo para el compresor ARO. Disponible en Internet: http://www.coleparmer.com/catalog/product_view.asp?sku=7530046

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Anexo F. Plano de la bomba centrifuga comercial, medidas en milímetros (mm).