Tese de Mestrado em Biotecnologia

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Av. Hidalgo 935, Colonia Centro, C.P. 44100, Guadalajara, Jalisco, México 
bibliotecadigital@redudg.udg.mx - Tel. 31 34 22 77 ext. 11959 
UNIVERSIDAD DE GUADALAJARA 
COORDINACIÓN GENERAL ACADÉMICA 
Coordinación de Bibliotecas 
Biblioteca Digital 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
La presente tesis es publicada a texto completo en virtud de que el autor 
ha dado su autorización por escrito para la incorporación del documento a la 
Biblioteca Digital y al Repositorio Institucional de la Universidad de Guadalajara, 
esto sin sufrir menoscabo sobre sus derechos como autor de la obra y los usos 
que posteriormente quiera darle a la misma. 
Universidad de Guadalajara 
Centro Universitario de Ciencias Exactas e Ingenierías 
Optimización de la fase de arranque de un digestor anaerobio de 
lecho fijo aplicado al tratamiento de vinazas tequileras 
TESIS PROFESIONAL QUE PRESENTA 
I.Q. Alina Lizette García Camacho 
PARA OBTENER EL GRADO DE 
MAESTRO EN CIENCIAS EN PROCESOS BIOTECNOLÓGICOS 
DIRECTOR DE TESIS 
Dr. Juan Paulo García Sandoval 
CODIRECTOR DE TESIS 
Dr. Hugo Osear Méndez Acosta 
Guadalajara, Jalisco. Enero, 2015 
Dedicatoria 
A tí, abuelita Carmelita, que aunque ya no estás aquí para preocuparte y cuidarnos, 
siempre estás y estarás presente en nuestros pensamientos y recuerdos. 
A mis papás, Antonio y Estela, que siempre me han apoyado en todo lo que hago, 
impulsándome a ser cada vez mejor, lograr todo lo que me propongo y no rendirme jamás. 
Ustedes son mi mayor ejemplo de fortaleza, determinación y perseverancia. 
A mis hermanos, Antonio y Celeste, de quienes he aprendido mucho a lo largo de mi vida. 
No saben cuánto los admiro por todo lo que son. Gracias por siempre estar ahí para mí y 
ensayar conmigo mi presentación de tesis una y otra vez. 
A Jorge Partida, por su apoyo, comprensión y cariño durante una etapa más que recorrimos 
juntos. Espero seguir cosechando muchos más logros a tu lado. 
Agradecimientos 
Mi más sincero agradecimiento a las personas que hicieron posible este trabajo: 
• Al Consejo Nacional de Ciencia y Tecnología (CONACyT) por la beca No. 277218 
otorgada para realizar mis estudios de maestría. 
• Al Centro Universitario de Ciencias Exactas e Ingenierías de la Universidad de Gua-
dalajara, por formarme primero como Ingeniero Químico y ahora como Maestra en 
Ciencias. 
• A mi director de tesis, Dr. Juan Paulo García Sandoval, por su tiempo, orientación y 
apoyo para la realización de éste trabajo. Gracias por su paciencia y todo lo aprendido. 
Un gran ejemplo a seguir como profesor, investigador y persona. 
• A mi ca-director de tesis, Dr. Hugo Osear Méndez Acosta, por su apoyo a lo largo 
de la realización de éste trabajo, sobre todo durante la primera parte del desarrollo 
experimental de éste trabajo. 
• A mi compañero de tesis, Damián Castillo, por su amistad y su invaluable apoyo. 
Gracias por todas tus ocurrencias (y seguirme la corriente en las mías) y encontrar 
siempre algo de que reírnos aún en las peores situaciones. 
• A Armando Campos, por su apoyo en el desarrollo de la segunda etapa de éste trabajo 
y su disposición para resolver mis dudas. 
• A mis compañeros de laboratorio Enrique Lizárraga, César Méndez, Olga González y 
Abraham Jaime por su apoyo, compañía y amistad durante esta etapa. 
• A mis compañeros de maestría, Sandra Beltrán, Carmen Miramontes, Ana Morales y 
Carlos Velázquez, por su apoyo, compañía y amistad durante ésta etapa, especialmente 
a Carlos y Ana, por todo lo que vivimos en éstos dos años. Es genial tener a mi lado 
amigos como ustedes, my dear plastics. 
UNlVERSIDAD DE GUADALAJARA 
Centro Univers itario de Ciencias Exactas e Ingenierías 
Secretaria Académica / Coordinación de Programas Docentes 
CUCEI/CPDOC/ 1191/ 2013 
I.Q. Atina Lizette García Camacho 
Presente 
Por medio de la presente me permito comunicarle que fue aceptado por la Junta 
Académica correspondiente, el tema de tesis solicitado a esta Coordinación el día 29 
de noviembre del año en curso, bajo el título: 
"Optimización de la fase de Arranque de un Digestor Anaerobio de Lecho Fijo 
Aplicado al Tratamiento de Vinazas Tequileras" 
mismo que usted desanollará, con objeto de dar lugar a los trámites conducentes a la 
obtención de grado de: 
Maestra en Ciencias en Procesos Biotecnológicos 
Así mismo le comunico que para el desarrollo de la citada tesis le ha sido designado corno 
Director al Dr. Juan Paulo García Sandoval y como Co-director al Dr. Hugo 
Osear Méndez Acosta. 
Sin otro particular de momento, aprovecho la ocasión para enviarle un cordial saludo. 
ATENTAMENTE 
"Piensa y Trabaja" 
Guadalajara, Jal., 2 de diciemb e de 2013 
Coordinador de Programas Docentes 
B!vd. MarcehnoGarcla Barragán esq Calzada Ollmp1ca, C .P. 44430. Guadalaíara, Jal México 
Tel y fax· (33) 13785900 exl. 7455 y 7456 
www cuce1 udg.mx 
.. -.- -
·-·· 
.; ; 
Registro 083/2013 
EMV/sijo 
UNIVERSIDAD DE ÜUADALAJARA 
CENTRO UN IV ERS ITARIO DE CIENCIAS EXACTAS E IN GE NIERIAS 
SECRETARIA ACADEM ICA 
COORDINACION DE LA MAESTR(A EN CIENCIAS EN PROCESOS UiOTECNOLóGICOS 
Dr. Enrique Micbcl Valdivia 
Coordinador de Programas 
Docentes del CUCEJ 
Presente 
CUCEI/MCPB/005/2015 
Por este conducto, hacemos de su conocimiento que la tesis de maestría 
presentada por la alumna I.Q. Alina Lizette Garcia Camacbo titulada "Optimización de la 
Fase de Arranque de un Digestor Anaerobio de Lecho Fijo Aplicado al Tratamiento de 
Vinazas Tequileras", ha sido revisada y ACEPTADA para su impresión por los siguientes 
Lectores. 
'F.JAB 
o 
Vo.Bo 
Hlvd. Marcelmo García Barrngúu /1 142 l. e,q Cnlznda Olímpico. CP 44430. 
Guadalajarn, Jn lisco. México lcl3. [~521 O.l) l378 5900. Ex t. 27551 
"-A,n,·.cucci .. udg.mx 
UNrVERSIDAD DE GUADALAJARA 
CENTRO UNI VE RSITARIO OE CIE NCIAS EXACTAS E INGEN IERÍAS 
SFCRnARiA ACADEM ICA 
C0üllD LN,CIÓN DE U. MAESTRIA EN CJE'IC\AS EN PROCESOS BIOTEOJOL<)GJC0S 
Dr. Enrique Michel Valdivia 
Coordinador de Programas 
Docentes del CUCEI 
Presente 
CUCEI/MCPB/00612015 
Por este medio nos permitimos hacer de su conocimiento, que el trabajo de tesis presentado 
por la alumna Alina Lizette García Camacbo para optar al grado de Maestro en Ciencias en 
Procesos Biotecnológicos con el tema: 
"Optimización de la Fase de Arranque de un Digestor Anaerobio de Lecho Fijo 
Aplicado a.l Tratamiento de Vinazas Tequileras" 
ha sido revisado por los Lectores asignados por la Junta Académica de este posgrado para tal fin y 
h.abiendo sido reportado que SI CUMPLE con el nivel metodológico exigido en su realización, esta 
Junta Académica autoriza su presentación. 
La publicación final se deberá de entregar a esta coordinación para poder realizar su examen 
de grado. 
Sin otro particular por el momento aprovechamos la oportunidad para reiterarle las 
seguridades de nuestra atenta y distinguida consideración. 
ESTRÍA EN CIENCUS E 1 
CfSOS BIOTECNÓLOGICOS 
en Ciencias en Procesos Biotecnológico 
2 ~ ~ 
Dra. Rosa lsela Corona González Dra. Mari -Esther Macías Rodrlguez 
*FJAB 
~~J, 
Dra~--VUate~ala Morales 
l 
Blnl :\iforce1ino Gardo B:irragán ff 142 t esq C1117..t1da Olimpica. C P 44430 
G1oadalojsm. Jnl isco. México Te\s. I• 52] (33) 1378 5900. F.i 275-1 
w,, ,, <:ucei .udg.mx 
-Indice general 
Nomenclatura 
Resumen 
Introducción 
Distribución del documento 
Justificación 
Objetivos 
Objetivo general 
Objetivos particulares 
Hipótesis 
l. Marco teórico y antecedentes 
1.1. Vinazas tequileras . . 
1.2. Digestión anaerobia ... . 
1.3. Digestores anaerobios .. . 
1.3.1. Principales parámetros del proceso 
1.4. Arranque de digestores anaerobios 
1.5. Modelos matemáticos para la digestión anaerobia 
1.6. Control de procesos en arranques de digestores anaerobios 
2. Metodología 
2.1. Vinazas e inóculo 
2.2. Proceso . . . . . 
2.3. Instrumentación del reactor y medición de parámetros . 
2.4. Protocolo Experimental 
2.4.1. Arranques a lazo abierto 
2.4.2. Arranques a lazo cerrado 
I 
VI 
VII 
12 
3 
4 
4 
4 
5 
6 
6 
7 
8 
9 
10 
12 
16 
19 
19 
19 
21 
23 
24 
25 
3. Resultados y Discusiones 
3.1. Resultados ..... . 
3.1.1. Arranques a lazo abierto 
3.1.2. Arranques a lazo cerrado 
3.2. Diseño de Experimentos .... 
3.2.1. Diseño unifactorial para el porcentaje de remoción . 
3.2.2. Diseño unifactorial para el rendimiento de metano 
3.2.3. Diseño unifactorial para el tiempo de arranque . 
3.3. Discusión de Resultados ................ . 
4. Conclusiones 
4.1. Conclusiones . 
4.2. Recomendaciones 
4.3. Perspectivas 
Bibliografía 
11 
29 
29 
29 
39 
53 
53 
54 
54 
57 
61 
61 
62 
62 
63 
-Indice de figuras 
1.1. Etapas de la digestión anaerobia ......... . 
1.2. Estrategias de arranque de digestores anaerobios. 
2.1. Digestor anaerobio de lecho fijo con flujo ascendente. 
2.2. Soporte al interior del reactor para la formación de la biopelícula. 
2.3. Esquema de control en cascada discreto-discreto. 
2.4. Interfaz gráfica de usuario en Matlab. . ..... 
3.1. Datos obtenidos en línea durante el primer arranque a lazo abierto de (A) pH 
y ORP, (B) conductividad, (C) temperatura y presión, y (D) producción de 
biogás y porcentaje de metano en el biogás. 
3.2. Datos fuera de línea obtenidos durante el primer arranque a lazo abierto. (A) 
Flujo de alimentación, (B) factor de alcalinidad y (C) concentración de AGV 
7 
11 
20 
21 
27 
28 
30 
y DQO de entrada y salida. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32 
3.3. Porcentaje de remoción y rendimiento de metano al cambio de etapa en el 
primer arranque a lazo abierto. . . . . . . . . . . . . . . . . . 33 
3.4. Interior del reactor al final del primer arranque a lazo abierto . 34 
3.5. Datos obtenidos en línea durante el segundo arranque a lazo abierto de (A) 
pH y ORP, (B) conductividad, (C) temperatura y presión y (D) producción 
de biogás y porcentaje de metano en el biogás . . . . . . . . . . . . . . . . . 36 
3.6. Datos obtenidos fuera de línea durante el segundo arranque a lazo abierto de 
(A) flujo de alimentación, (B) factor de alcalinidad y concentración de AGV 
y ( C) DQO de entrada y salida. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 
3. 7. Porcentaje de remoción y rendimiento de metano al cambio de etapa en el 
segundo arranque a lazo abierto. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38 
3.8. Interior del reactor al final del segundo arranque a lazo abierto. . . . . . . . 39 
3.9. Datos obtenidos en línea durante el primer arranque a lazo cerrado de (A) pH 
y ORP, (B) conductividad, (C) temperatura y presión, y (D) producción de 
biogás y porcentaje de metano en el biogás. 41 
III 
3.10. Datos obtenidos fuera de línea durante el primer arranque a lazo cerrado de 
(A) flujo de alimentación, (B) factor de alcalinidad y concentración de AGV 
y ( C) DQO de entrada y salida. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 
3.11. Gráficas del controlador de (A) factor de alcalinidad y (B) flujo de entrada del 
primer arranque a lazo cerrado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43 
3.12. Porcentaje de remoción y rendimiento de metano en el primer arranque a lazo 
cerrado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 
3.13. Interior del reactor al final del primer arranque lazo cerrado. . . . . . . . . . 45 
3.14. Datos obtenidos en línea durante el segundo arranque a lazo cerrado de (A) 
pH y ORP, (B) conductividad, (C) temperatura y presión, y (D) producción 
de biogás y porcentaje de metano en el biogás. . . . . . . . . . . . . . . . . . 46 
3.16. Gráficas del controlador de (A) factor de alcalinidad y (B) flujo de entrada del 
segundo arranque a lazo cerrado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4 7 
3.15. Datos obtenidos fuera de línea durante el segundo arranque a lazo cerrado de 
(A) flujo de alimentación, (B) factor de alcalinidad y concentración de AGV 
y ( C) DQO de entrada y salida. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 
3.17. Porcentaje de remoción y rendimiento de metano en el segundo arranque a 
lazo cerrado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49 
3.18. Interior del reactor al final del segundo arranque a lazo cerrado. . . . . . . . 50 
3.19. Balance de DQO de A) Primer arranque a lazo abierto, B) Segundo arranque 
a lazo abierto, C) Primer arranque a lazo cerrado y D) Segundo arranque a 
lazo cerrado. 
3.20. Gráfico de medias para tiempo de arranque. . . . . . . 
3.21. Gráfico de dispersión por código de nivel para tiempo. 
IV 
52 
56 
57 
-Indice de tablas 
2.1. Protocolo de arranque .... 24 
3.1. Parámetros del controlador. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43 
3.2. Resultados del análisis de sólidos suspendidos totales (SST) y sólidos suspen-
didos volátiles (SSV) del inóculo y la biopelícula de los arranques. 51 
3.3. Porcentaje de remoción obtenida al final de la etapa de arranque. 53 
3.4. Tabla ANOVA para porcentaje de remoción por tipo de arranque. 53 
3.5. Rendimiento de metano obtenido al final de la etapa de arranque. 54 
3.6. Tabla ANOVA para rendimiento de metano por tipo de arranque. 54 
3.7. Tiempo de arranque. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55 
3.8. Tabla ANOVA para el tiempo de arranque por tipo de arranque. 55 
V 
Nomenclatura 
Abreviaturas 
AGV Ácidos grasos volátiles 
Al Alcalinidad intermedia 
Al/ AP Factor de alcalinidad 
AP Alcalinidad parcial 
AT Alcalinidad total 
CSTR Reactor continuo de tanque agitado 
DA Digestión anaerobia 
DQO Demanda química de oxígeno 
PCA Análisis de componentes principales 
pH Potencial de hidrógeno 
TRH Tiempo de retención hidráulico 
VI 
Resumen 
Las vinazas tequileras son el residuo líquido producido durante la destilación del Tequila, 
cuya producción ha aumentado en las últimas décadas para cubrir su demanda en el mercado. 
Estos residuos tienen características muy particulares que las convierten en un desecho difícil 
de tratar por métodos convencionales, por lo que se ha propuesto su tratamiento por medio 
del proceso de digestión anaerobia, un proceso que se lleva a cabo de manera natural por 
un consorcio de microorganismos que transforman la materia orgánica compleja en dióxido 
de carbono y metano, una alternativa renovable que puede remplazar al gas natural. A 
pesar de sus ventajas, esta tecnología tiene varias limitantes para su implementación a nivel 
industrial, una de las más importantes es el largo tiempo de la fase de arranque de los mismos. 
Actualmente se utilizan estrategias de arranque para la reducción del tiempo de esta fase en 
las que se manipulan variables como la concentración de entrada, el tiempo de retención 
hidráulico o ambas, para alcanzar una carga volumétrica deseada, pero no existe un control 
automatizado para optimizar esta etapa tanto en tiempo como en un buen desempeño durante 
esta fase. 
Este trabajo tiene como objetivo reducir el tiempo de la fase arranque por medio de la 
implementación de un esquema de control en cascada que garantice la estabilidad del digestor, 
así como una alta calidad del efluente y del biogás producido, por medio del monitoreo de 
una variable clave del proceso, el factor de alcalinidad, correlacionado con la estabilidad del 
sistema. 
Primero se llevaron a cabo dos fases de arranque sin el controlador, en las cuales se determinó 
el comportamiento que tuvieron los parámetros medidos del digestor como respuesta a los 
incrementos de carga orgánica aplicados al proceso como resultado del incremento simultáneo 
en la concentración de DQO en el alimento y el tiempo de retención hidráulico. A partir de 
los resultados obtenidos, se realizó el diseño de un controlador en cascada en el que la variable 
controlada es el factor de alcalinidad y la variable manipulable el flujo de alimentación, la 
cual fue modificada por el controlador en función al valor medido del factor de alcalinidadhasta alcanzar la carga volumétrica aplicada deseada. 
VII 
Abstract 
Tequila's production industry has increasingly grown through the last decades, resulting in 
an also increased production of its liquid residues, known as vinasses. These residues have 
unique characteristics that make its treatment difficult by conventional methods. For this 
reason the anaerobic digestion has been proposed as an alternate treatment. The anaerobic 
digestion is a natural process carried out by a microbial consortium that transforms complex 
organic matter into carbon dioxide and methane, the latter being a renewable possible option 
to replace natural gas. Although this process has many advantages, one of its more limiting 
disadvantages for industrial implementation is the long start-up period. Nowadays, there are 
typical start-up strategies that manipulate either the inflow concentration, the dilution rate 
or both. Nevertheless, these strategies may take even months to reach the desired organic 
loading rate (OLR), usually with a poor performance during this phase. Although there are 
many automatic control strategies for the anaerobic digestion process, there are none that 
focuses on both to optimize its start-up time and to assure a good performance during the 
start-up phase. 
This thesis main objective is to reduce the start-up phase time by implementing an automatic 
cascade control scheme that guarantees the digester stability as well as its performance in 
terms of effiuent quality and biogas production, through monitoring a process' key variable, 
the alkalinity factor. 
At the first stage, two start-up phases were carried out without a controller to determine 
the behavior of the digester's measured parameters in response to the applied increments 
in OLR, as a result from the simultaneous increase in the influent's COD and the hidraulic 
retention time. From the open-loop obtained results, a cascade automatic controller was 
designed, in which the controlled variable is the alkalinity factor and the inflow rate is the 
manipulated variable, that was modified accordingly to the alkalinity factor measurement 
until the desired organic load rate was achieved. 
VIII 
IX 
Introducción 
En los últimos años, el mercado del Tequila ha crecido considerablemente, teniendo un im-
pacto económico favorable en la región. Sin embargo, acompañado de éste incremento en la 
producción para satisfacer su demanda, también aumentan los residuos resultantes del pro-
ceso. Los residuos líquidos que se producen en la etapa de destilación del Tequila se conocen 
como vinazas, las cuales tienen características muy particulares que las hacen difíciles de 
tratar mediante métodos convencionales. Es por esto que en la actualidad se propone tratar 
éstas aguas residuales por medio del proceso de digestión anaerobia, un proceso que se lleva 
a cabo de manera natural por un consorcio de microorganismos que degradan la materia 
orgánica compleja hasta producir dióxido de carbono y metano, éste último se considera una 
alternativa al gas natural. 
El proceso de digestión anaerobia cuenta con vanas ventajas como una baja producción 
de lodos, bajos costos de operación y la producción de energía simultánea al tratamiento 
de residuos. Sin embargo, la implementación de éste proceso a nivel industrial es limitada 
por la complejidad del proceso ( al involucrar microorganismos cuyas condiciones óptimas 
difieren entre ellos) y sus altos costos de inversión. En éstos costos de inversión se incluye 
la fase de arranque de los digestores, la cual puede tardar varios meses o incluso años en 
finalizar de manera exitosa y durante este periodo se tiene una baja calidad tanto en el 
efluente como en el biogás producido. Actualmente se tienen disponibles algunas estrategias 
de arranque que consisten en la manipulación de la carga volumétrica aplicada a través de 
modificar la concentración de entrada, el tiempo de retención hidráulico o ambos, con el 
propósito de reducir el tiempo. Sin embargo, no existe aún una estrategia de arranque que 
utilice un algoritmo de control automático que no sólo simplifique la operación del digestor 
en ésta etapa, sino que garantice por medio del seguimiento de variables clave del proceso su 
estabilidad, una alta calidad en el efluente y biogás, así como una reducción del tiempo de la 
fase de arranque. 
En este trabajo de investigación se propone utilizar un control en cascada en un digestor 
anaerobio en continuo de lecho fijo a escala laboratorio para optimizar la fase de arranque. 
El controlador utiliza el factor de alcalinidad como la variable controlada, manipulando el 
flujo de alimentación del proceso, manteniendo una concentración de entrada constante, para 
incrementar gradualmente la carga volumétrica aplicada hasta alcanzar la fase de operación 
1 
de manera estable, rápida y exitosa. 
Distribución del documento 
A continuación se presenta la justificación de éste trabajo, así como la hipótesis planteada 
y los objetivos general y particulares para demostrar dicha hipótesis. En el Capítulo 1 se 
presentan los Antecedentes a este trabajo, en el Capítulo 2 de Metodología se presentan 
los materiales y métodos utilizados durante el desarrollo experimental. En el Capítulo 3 
se presentan los Resultados y Discusión, y finalmente, en el Capítulo 4 se presentan las 
Conclusiones, recomendaciones y perspectivas del trabajo realizado. 
2 
Justificación 
Aunque existen varios estudios sobre el arranque de digestores anaerobios, la mayoría de 
éstos se centran en la manipulación de los parámetros, como la carga orgánica a la entrada 
del reactor, y no en la implementación de un esquema de control automatizado que sea capaz 
de reducir los tiempos de arranque. Como consecuencia de la falta de esta herramienta, los 
digestores suelen ser sobredimensionados, se tienen tiempos de arranque del rango de meses, 
donde se suelen tener bajos rendimientos de metano en el biogás, además, se puede llegar 
a condiciones de lavado de microorganismos por no tener un tiempo de retención adecuado 
o incluso a la acidificación del medio, donde muchas veces el ajuste del pH no es suficiente 
para lograr restablecer las condiciones operacionalmente estables del digestor. Es por esto 
que la implementación de un esquema de control automatizado que permita la reducción del 
tiempo de arranque para llevar al proceso a sus condiciones de operación normales lo más 
pronto posible por medio de mediciones sencillas, al mismo tiempo que se obtenga el máximo 
rendimiento de metano desde el inicio de su operación, hará aún más atractiva su aplicación 
a nivel industrial. 
3 
Objetivos 
Objetivo general 
Reducir el tiempo de la fase de arranque de un digestor anaerobio de lecho fijo usado en 
el tratamiento de vinazas tequileras por medio de un algoritmo de control automático que 
garantice la estabilidad del digestor. 
Objetivos particulares 
• Determinar cuáles son los mejores parámetros del proceso y los valores de éstos para 
ser utilizados en el diseño del controlador. 
• Utilizar un esquema de control en cascada que permita disminuir el tiempo de arranque 
al establecer los incrementos en la carga orgánica adecuados que eviten la acumulación 
de AGV, en comparación con un arranque a lazo abierto. 
• Evidenciar que el controlador mejora la estabilidad operacional del digestor a partir del 
monitoreo de variables clave como alcalinidad, AGV, composición del biogás y remoción 
de DQO en la fase de arranque del digestor. 
4 
Hipótesis 
Utilizando un esquema de control en cascada, es posible reducir el tiempo de la fase de 
arranque de un digestor anaerobio de lecho fijo para el tratamiento de vinazas tequileras. 
5 
1 Marco teórico y antecedentes 
1. 1. Vinazas tequileras 
En las últimas 4 décadas, la industria del Tequila ha tenido un importante crecimiento 
debido a la demanda mundial de éste producto. Éstecrecimiento ha traído muchas ventajas 
económicas para la industria y ha propiciado su expansión, sin embargo, el aumento en la 
producción significa también un aumento en la generación de los desechos sólidos y líquidos, 
éstos últimos conocidos como vinazas. La vinaza tequilera es descargada de las columnas de 
destilación durante la producción del tequila. Este desecho representa problemas significativos 
de tratamiento y disposición por su alta demanda biológica de oxígeno ( de 25 a 60 g/L), 
contenido de sales disueltas (principalmente potasio, calcio e iones sulfato) y su bajo pH 
(menor a 3.9) (Cedeño, 1995). Sólo durante el año 2014, se utilizaron 788.2 miles de toneladas 
de agave para producir 242.4 millones de litros de tequila al 40 % de alcohol. Esto significa 
que a lo largo de ese año, se produjo 10 veces esa cantidad de vinazas (Consejo Regulador 
Del Tequila, 2014). 
Como toda agua residual, las vinazas deben tener un tratamiento que cumpla con determi-
nadas condiciones ( enfriamiento de las vinazas, separación parcial de los sólidos, filtración, 
neutralización, dilución) antes de ser descargadas. Sin embargo, la descarga de estas vina-
zas en vertederos ha resultado en otros problemas (malos olores, pérdida de la fertilidad del 
suelo, lixiviación y contaminación del suelo) y la descarga en la red municipal ha causado 
problemas con las autoridades locales, ya que el tratamiento que se les da no es suficiente 
para que puedan ser tratadas junto con los demás efluentes municipales. Por ésta razón, las 
autoridades exigen que las vinazas pasen por un pre-tratamiento antes de ser descargadas 
a la red municipal. No obstante, los aspectos económicos y financieros han obstaculizado 
la implementación de unidades de tratamiento apropiadas en las plantas tequileras para la 
biodegradación de las vinazas producidas (Méndez-Acosta y col., 2010). 
Recientemente, se ha apostado por el uso de la digestión anaerobia para tratar estos efluentes. 
6 
1.2. Digestión anaerobia 
La digestión anaerobia (DA) es un proceso biológico natural por el cual un consorcio mi-
crobiano degrada la materia orgánica en ausencia de oxígeno molecular, teniendo como uno 
de sus productos finales el metano, que puede substituir al gas natural de origen fósil. La 
DA es una alternativa tecnológica y económicamente interesante, con varias ventajas sobre 
la digestión aerobia, ya que puede convertir los desechos agrícolas, industriales y los lodos 
de las aguas residuales en energía renovable (Molino y col., 2013), además de tener un bajo 
gasto de energía en su operación y una baja producción de biomasa (Khalid y col., 2011). 
La DA de materia orgánica consta de básicamente cuatro etapas subsecuentes: hidrólisis, 
acidogénesis, acetogénesis y metanogénesis, como se ilustra en la Figura 1.1 
Materia orgánica suspendida 
Materia orgánica soluble 
Ácidos G ras.os Volátiles 
Ácido acético 
Meta:n,og;énesi,s Metan;ogénesiiS 
Figura 1.1: Etapas de la digestión anaerobia 
Durante la etapa de hidrólisis, se degrada la materia orgánica insoluble y los compuestos 
de alto peso molecular, como los lípidos, polisacáridos, proteínas y ácidos nucleicos. Estos 
compuestos son degradados posteriormente en la etapa de acidogénesis, donde los ácidos 
grasos volátiles ( AG V) son producidos por las bacterias acidogénicas ( o fermentativas) junto 
con NH3 , C02 , H 2S y otros subproductos. La tercera etapa es la acetogénesis, donde los 
ácidos orgánicos complejos y alcoholes producidos en la etapa anterior son degradados para 
producir principalmente ácido acético, así como C02 e H 2 . En la última etapa, metanogénesis, 
dos grupos de arqueas metanogénicas producen metano a través de dos mecanismos: el primer 
grupo degrada el acetato a metano y dióxido de carbono, mientras que el segundo, utiliza al 
7 
hidrógeno como donador de electrones y al dióxido de carbono como aceptar para producir 
metano. Es importante resaltar que entre el 60-70 vol% del biogás producido es metano. 
A pesar de sus ventajas, la DA también cuenta con algunas desventajas importantes, como 
lo es el difícil control e inestabilidad del proceso que se puede originar por incrementos en las 
concentraciones de entrada, una reducción en el tiempo de retención hidráulica o cambios en 
la naturaleza del sustrato. Estas variaciones afectan la producción de metano en el digestor 
(Ward y col., 2011). 
1.3. Digestores anaerobios 
Los diseños de reactores para la digestión anaerobia se pueden clasificar en función de su 
capacidad para mantener altas concentraciones de microorganismos en el reactor, siguien-
do diferentes métodos. El reactor más simple es el continuo de tanque agitado (CSTR) y 
es el más utilizado para el tratamiento de residuos agrícolas, ganaderos, de la industria de 
transformación de dichos productos y de las aguas residuales con alta carga orgánica. Este 
reactor se puede operar con recirculación o sin ella, con la diferencia de que en un reactor con 
recirculación se logran tiempos de retención hidráulica más cortos, aumentando también el 
tiempo de retención de los microorganismos dentro del reactor, gracias a su confinamiento en 
el sistema mediante la separación en el decantador y recirculación. Debido a la necesaria re-
tención de microorganismos en el decantador, este sistema sólo es aplicable a aguas residuales 
de alta carga orgánica, para las que sea posible una separación líquido-sólido, con la fracción 
sólida constituida básicamente de flóculos biológicos. Si se consigue retener microorganismos 
en el interior del reactor, evitando la configuración de reactor continuo de tanque agitado, es 
posible reducir el tiempo de retención hidráulico por debajo del requerido para un CSTR . 
Los métodos de retención de biomasa son básicamente dos: 
l. Inmovilización sobre un soporte (filtros anaerobios y lechos fluidizados); 
2. Agregación o floculación de biomasa y su retención por gravedad (reactores de lecho de 
lodos). 
Estos tipos de sistemas permiten que se tengan tiempos de retención de sólidos altos, nece-
sarios para la estabilidad del reactor, además de tiempos de retención hidráulicos bajos, que 
lo hacen más económico en su operación (Switzenbaum y col., 1990). 
En el sistema de filtros anaerobios, los microorganismos son fijados a la superficie de un 
soporte inerte -formando biopelículas-, columna de relleno, o atrapadas en los pequeños 
espacios entre éste .. El soporte puede ser de material cerámico o plástico. El flujo que pasa 
a través de éste lecho fijo puede ser ascendente o descendente. En caso de utilizar un soporte 
orientado verticalmente con flujo ascendente y un sustrato lentamente degradable, con ele-
vado tiempo de retención, la retención por sedimentación de los fragmentos de biopelícula 
8 
desprendidos adquiere un efecto de importancia en la actividad del reactor. Este sistema ha 
sido extensamente aplicado para el tratamiento de aguas residuales de la industria agroa-
limentaria, pero el costo de inversión es una limitante importante para su implementación 
(lDAE, 2007). 
1.3.1. Principales parámetros del proceso 
Como se mostró en el apartado anterior, la digestión anaerobia es un sistema complejo debido 
al gran número de microorganismos con características distintas entre sí que conviven en el 
ambiente. Dentro del proceso, existen varios parámetros importantes que afectan sus distintas 
etapas, como son el pH, alcalinidad y concentración de ácidos grasos volátiles. 
Cada grupo de microorganismos tiene un rango de pH óptimo. Las arqueas metanogénicas 
son muy sensibles a cambios fuera de su rango de pH óptimo que se encuentra entre 7.0 y 
8.0 (Raposo y col., 2012), mientras que las bacterias fermentativas involucradas en el proceso 
pueden trabajar en un rango de pH entre 4 y 8.5. Los AGV producidos durante el proceso 
de DA tienden a descender el valor del pH (Appels y col., 2008). 
La alcalinidad es una medidade la capacidad para neutralizar ácidos y, en el proceso de DA, 
se debe a la presencia de los iones bicarbonato (HC03) y carbonato (COt) y a las bases 
conjugadas de los AGV. Los iones carbonatos están presentes debido a que el dióxido de 
carbono producido se converte en ácido carbónico, bicarbonato y carbonato de la siguiente 
manera: 
La Alcalinidad Total (AT) es la suma de la alcalinidad intermedia (Al) y la alcalinidad parcial 
(AP) , donde la Al es la alcalinidad debida a los AGVs, mientras que la AP es la alcalinidad 
debida al ácido carbónico. Valores de la relación Al/ AP mayores a aproximadamente 0.3 
indican que hay un disturbio en el proceso, sin embargo, éste valor límite puede ser particular 
para distintas aguas residuales (Ripley y col., 1986). 
Es difícil obtener un indicador que caracterice por completo el estado metabólico y la esta-
bilidad del proceso de DA, debido en parte a que el ecosistema microbiano que se establece 
dentro de un reactor es único para ese sistema, sujeto a diferencias como la composición del 
agua a tratar, el perfil de alimentación y la configuración del reactor (Switzenbaum y col., 
1990). Por ejemplo, durante la evaluación del desempeño de un digestor anaerobio de lecho 
fijo a escala piloto para el tratamiento de vinazas tequileras, se determinó que las principales 
variables a controlar para una operación exitosa son la temperatura, pH y carga volumétri-
ca aplicada. Se logró operar el digestor a una carga orgánica de 12.5 g DQO /L-día con un 
TRH mínimo de dos días, logrando un porcentaje de remoción del 85 % y un rendimiento de 
9 
metano de 0.29 L CH4 /g DQOremovida· Se mantuvieron constantes el flujo de biogás ( que en 
su mayoría fueron metano y dióxido de carbono) y el factor de alcalinidad ( Al/ AP), en un 
valor de entre 0.4 y 0.5, sobrepasando los valores establecidos en la literatura, debido a que 
las vinazas son un caso particular de aguas con alta carga orgánica (Liera, 2012). 
1.4. Arranque de digestores anaerobios 
Aunque la DA presenta muchas ventajas sobre otros procesos, la etapa de arranque es una 
de sus principales limitantes. La DA es un proceso complejo, ya que involucra a un gran 
número de especies microbianas que difieren en sus condiciones óptimas de operación, por 
lo que normalmente se requiere de tiempos de arranque muy prolongados para alcanzar la 
operación estable del proceso, sin llegar a una condición de lavado de microorganismos y 
lograr que estos formen una biopelícula sobre los soportes. Suele tomar meses el obtener una 
buena biopelícula en estos sistemas, y el desarrollo de la misma depende tanto del balance 
entre la adhesión y crecimiento de los microorganismos en el soporte, como de los procesos 
de desprendimiento (Cresson y col., 2006). 
El arranque de los procesos de DA es un tema de gran interés. Muchos estudios sugieren 
procedimientos para un proceso de inoculación eficiente y se centran en la reducción del 
tiempo de arranque hasta que el proceso alcanza su máxima capacidad de producción. Se 
puede tener una disminución de tiempo significativa si se aplica un procedimiento de arranque 
apropiado y efectivo (Madsen y col., 2011). Por ejemplo, Álvarez y col. (2006) llevaron a cabo 
3 arranques a distintas condiciones en un reactor UASB ("upfiow anaerobic sludge bed"-
anaerobio de cama de lodos con flujo ascendente) para tratar aguas residuales municipales. 
Con el UASB auto-inoculado, aguas residuales municipales diluidas, TRH de 12 horas y 
temperaturas entre 20 y 18 ºC, el arranque tardó 120 días, mientras que con aguas residuales 
muy diluidas, temperaturas abajo de los 14 ºCe inoculando con lodos de digestión primarios, 
el arranque duró 75 días. Sin embargo, se mantuvo una baja concentración de la cama de 
lodos que limitó la eficiencia del proceso debido a la baja retención de sólidos suspendidos 
totales. Finalmente, se pre-trató el agua residual con una temperatura de 19 ºC, un TRH 
de 15 horas y se usó un lodo adaptado al proceso, lo que permitió una rápida formación de 
la cama de lodos y alta remoción de sólidos suspendidos totales en sólo 3 semanas, pero la 
actividad metanogénica no mejoró y se acumularon los AGV en el efluente. Como se observa 
en este estudio, con una ligera variación en la temperatura o en el tiempo de retención se 
puede disminuir o aumentar considerablemente el periodo de arranque, además de influir en 
el éxito o el fracaso del mismo. 
De acuerdo a la literatura, existen algunas estrategias habituales para el arranque exitoso 
de digestores anaerobios, que se basan en la variación de la DQO de entrada y la tasa de 
10 
dilución (o tiempo de retención). En una de ellas, se mantiene constante la DQO de entrada 
y se varía la tasa de dilución o el TRH hasta que se alcanzan los valores deseados para 
la operación (Figura 1.2a) (Singh y Viraraghavan, 1998), (Kobayashi y col., 2009). En una 
segunda estrategia, la tasa de dilución o TRH se mantiene constante mientras que la DQO de 
entrada se va variando hasta estabilizarse en los valores deseados para la operación (Figura 
1.2b) ( Cresson y col., 2007). Recientemente, se validó una tercera estrategia donde se varió 
tanto la DQO de entrada como el TRH (Figura 1.2c) (Bernal, 2012). Generalmente, los 
instantes en los que se realizan los cambios en la concentración de entrada o en la tasa de 
dilución se eligen con base en la experiencia de los operarios del proceso, por lo que aún no 
existe una sistematización de este procedimiento. 
DQ0 1n 
T RH 
t 
t 
A 
t t 
t t 
B e 
Figura 1.2: Estrategias de arranque de digestores anaerobios. 
En un estudio realizado por Brambilla y col. (2012) se monitoreó el arranque de dos di-
gestores anaerobios en continuo a escala piloto alimentado con estiércol de ganado durante 
seis semanas, donde se registró diariamente la producción de metano, junto con parámetros 
del proceso como temperatura, concentración del flujo de alimentación, pH y el valor de la 
relación entre el contenido de ácidos orgánicos, medidos como g/m3 de equivalentes de ácido 
acético, y el contenido total de carbono inorgánico en la biomasa fermentada, medido como 
g/m3 de CaC03 (FOS/TAC). Todos éstos parámetros fueron analizados, y éstos permitieron 
identificar y clasificar diferentes fases para el correcto establecimiento del proceso de DA 
durante la etapa de arranque por medio de un análisis de componentes principales (PCA). 
En una primera fase, que abarcó las primeras 2 semanas, se observó que las variables que 
mejor reflejaban el estado del proceso fueron la relación FOS/TAC, la temperatura y la pro-
11 
ducción de metano; en una segunda fase, de la semana 3 a la semana 5, se observó que éstas 
variables eran el contenido de metano en el biogás y pH del digestor y en una tercera etapa, 
en las semanas 5 y 6, las principales variables eran aquellas relacionadas con la producción 
de biogás y metano, teniendo un aumento significativo en ambas, así como el pH del digestor. 
Además se determinó el valor de la relación FOS/TAC que mejor relacionó la operación y 
estabilidad del proceso de DA, de manera que durante el arranque, el flujo de entrada puede 
ser sintonizado mientras el valor de FOS/TAC permanezca en el rango óptimo. 
1.5. Modelos matemáticos para la digestión anaerobia 
Aunque la DA se ha utilizado por muchos años, no se tiene completo entendimiento del 
proceso debido a la complejidad de las interacciones microbianas y fisicoquímicas. Es por 
esto que en la actualidad no sólo se ha trabajado en la mejora del proceso y la investigación 
experimental, sino también en el desarrollo de modelos matemáticos que ayuden a comprender 
su dinámica y provean de nueva información para la optimización de éste, así como una mejora 
en el proceso en general y su uso para propósitos de simulación y control de procesos. 
En general existen dos clasificaciones de modelos: los dinámicos y no-dinámicos y los modelosde caja blanca, caja gris y caja negra. Los primeros se refieren a aquellos modelos que predicen 
el comportamiento del proceso en determinado marco de tiempo y los segundos están basados 
en la cantidad de información conocida de antemano que se incluye en el modelo. Debido 
a la complejidad del proceso, la mayoría de los modelos dinámicos son del tipo caja gris, 
en los que los parámetros del modelo tienen un significado físico y pueden ser ajustados, 
simplificando o consiguiendo una mejor aproximación al proceso que describen, mientras que 
los modelos de caja blanca son deductivos, pues utilizan información previa para describir 
las reacciones bioquímicas que se llevan a cabo durante el proceso de DA y los modelos de 
caja negra relacionan directamente las entradas y salidas sin incluir información previa sobre 
las reacciones físicas y químicas que se llevan a cabo en el proceso. (Lauwers y col., 2013). 
En particular, los modelos utilizados para el diseño de controladores suelen ser más sencillos, 
y el modelo ADM2 (Bernard y col., 2001) es uno de los más utilizados para éste propósito. 
El modelo considera sólo dos poblaciones de microorganismos presentes en el proceso de 
digestión anaerobia, correspondientes a las etapas de acidogénesis y metanogénesis y está 
basado en los resultados experimentales obtenidos en un digestor anaerobio de lecho fijo con 
flujo ascendente. El modelo en estado transitorio se presenta a continuación: 
(1.1) 
12 
dZ 
- =D(Z -Z) dt in 
donde 
X 1 es la biomasa acidogénica, en k:n~ 1 
X2 es la biomasa metanogénica, en k:n~2 
S1 es la DQO soluble, en kg ~?º 
S2 son los AGV, en 7:i~z 
(1.2) 
(1.3) 
(1.4) 
(1.5) 
(1.6) 
Z es la suma de iones fuertes, que a pH~7 es aproximadamente igual a la alcalinidad total, 
en mol 
m3 
CTI es el carbono inorgánico total, en 7:i~z 
D es la tasa de dilución, en d- 1 
k1,3 son coeficientes de consumo 
k2,4 ,5 son coeficientes de rendimiento 
µ 1 es una cinética de tipo Monod, en d- 1 
µ 2 es una cinética de tipo Andrews, en d- 1 
a es la fracción de biomasa suspendida en la fase líquida, adimensional y acotada (O :::; a :::; 1) 
Además, las velocidades específicas de crecimiento son 
13 
donde 
µmáxi es la tasa máxima de crecimiento de las bacterias acidogénicas, en d- 1 
K s1 es la constante de saturación media, en kg ~?º 
µmáx 2 es la tasa máxima de crecimiento de las arqueas metanogénicas, en d-
1 
K s
2 
es la constante de saturación media, en moljcv 
K1 es la constante de inhibición, en ( moljGV) 
112 
mientras que el flujo de CO2 se calcula mediante la expresión 
(1. 7) 
(1.8) 
(1.9) 
donde K H es la constante de Henry, kLa es un coeficiente de transferencia de masa líquido-
gas, Cco2 es la concentración de dióxido de carbono disuelto en la fase líquida y Pco2 es la 
presión del dióxido de carbono, que se calcula mendiante la expresión 
(1.10) 
en donde 
(1.11) 
y qm es el flujo de metano que se considera proporcional a la velocidad de de consumo de los 
ácidos grasos, es decir 
(1.12) 
En estado estacionario, que es el estado que se desea alcanzar en el proceso, los primeros 
cuatro estados del modelo quedan: 
14 
o 
o 
o 
o 
(µ1 - aD) X1,e 
(µ2 - aD) X2,e 
-k1µ1X1,e + D (S1,in - S1,e) 
k2µ1X1,e - k3µ2X2,e + D (S2,in - S2,e) 
donde el subíndice e representa el valor en el punto de equilibrio. 
De las ecuaciones (1.13) y (1.14) obtienen 4 posibilidades: 
1 X1,e = O X2,e = O 
2 X1,e # O X2,e = O 
3 X1,e = O X2,e # O 
4 X1,e # O X2,e # O 
(1.13) 
(1.14) 
(1.15) 
(1.16) 
En el primer caso se tiene lavado de ambas biomasas, en el segundo solamente hay lavado de 
la biomasa metanogénica, en el tercero sólo hay lavado de la biomasa acidogénica y para el 
cuarto caso, que es el que interesa mantener durante el proceso, se tienen ambas biomasas 
presentes. Para éste caso, se obtienen dos puntos de equilibrio, sin embargo, uno de ellos es 
inestable. Para los 4 casos se cumple que D > O. 
Para el cuarto caso (X1,e # O, X 2,e # O) y a partir de las ecuaciones (1.13) y (1.14) se obtiene 
que: 
Entonces, sustituyendo la igualdad anterior en las ecuaciones (1.15), (1.16), (1.7) y (1.8) se 
obtiene: 
X2 = k1 (S2,in - S2) + k2(S1,in - S1) 
ak1k3 
15 
( 1.17) 
(1.18) 
51 
= Ks1 aD 
µmáx 1 - aD 
S = KJ(µmáx 2 - aD) ± 
2 
2aD 
(1.19) 
[
KJ(µmáx 2 - aD)l 2 _ K K 2 
2aD S2 I (1.20) 
De manera que se puede observar que tanto X 1 como X 2 dependen únicamente de S1 y S2 , 
Y S1,in Y S2,in· 
1.6. Control de procesos en arranques de digestores 
anaerobios 
El objetivo del control automático de procesos es el de mantener en el punto de control 
las variables de control del proceso de interés, a pesar de las perturbaciones que afecten al 
proceso, además de la regulación y seguimiento de trayectorias cuando el punto de control 
de la variable controlada cambia con el tiempo (Smith y Corripio, 2001 ). La implementación 
de un sistema de control permite satisfacer necesidades presentes en los procesos, tales como 
eliminar el efecto de perturbaciones externas, asegurar la estabilidad y mejorar el desempeño 
del proceso al que se aplique (Stephanopoulos, 1984). 
Los controladores más importantes a nivel industrial son los controladores por retroalimen-
tación, que toman una decisión mediante el cálculo de la salida con base en las diferencias 
entre la variable a controlar y el punto de control, que es el punto donde se desea que se 
mantenga la variable controlada. La ventaja de éste tipo de controladores es que compensa 
todas las perturbaciones que afecten a la variable controlada, aunque sólo pueda hacer ésta 
compensación una vez que la variable controlada se ha desviado del punto de control. 
Los controladores por retroalimentación más comunes son el controlador proporcional (P ) 1 que 
sólo cuenta con un parámetro de ajuste (Kc), pero operan con un error estático en la variable 
que se controla, por lo que son más utilizados en donde el proceso se controla dentro de una 
banda del punto de control; el controlador proporcional-integral (PI), que es el más utilizado 
en los procesos industriales y cuenta con dos parámetros de ajuste ( Kc y Ti), cuya acción 
integral elimina el error estático de la variable de control, siendo los más adecuados para 
procesos donde la variable controlada debe mantenerse en el punto de control; el controlador 
proporcional-integral-derivativo (PID) tiene como propósito anticipar el comportamiento del 
proceso y cuenta con tres parámetros (Kc, Ti y Tn) y se suele utilizar en procesos donde la 
16 
constante de tiempo es larga y no hay ruido. 
Una de las opciones para compensar la desventaja de los sistemas de control por retroali-
mentación es utilizar un esquema de control en cascada, en el que básicamente se divide el 
sistema de control en 2 o más controladores para compensar las perturbaciones antes de que 
afecten a la variable de control primaria. El controlador con que se controla a la variable 
controlada principal se conoce como controlador maestro, externo o principal, mientras que 
al controlador que controla la variable controlada se conoce como controlador esclavo, interno 
o secundario (Smith y Corripio, 2001 ). 
Los sistemas de control pueden ser en tiempo continuo o en tiempo discreto. Los sistemas de 
control en tiempo discreto difieren de los sistemas de control en tiempo continuo en que las 
señales de los primeros están en la forma de datos muestreados. En éstos, una o más variables 
del proceso pueden cambiar sólo en valores discretos de tiempo, que pueden especificar los 
tiempos en los que se lleva a cabo alguna medición de tipo físico o los tiempos en los que se 
extraen datos de una computadora. El intervalo de tiempo entre un instante discreto y otro 
se supone que es lo suficientemente corto de manera que el dato para el tiempo entre éstos 
se pueda aproximar mediante una interpolación sencilla (Ogata y Pérez, 1996). 
La función de transferencia deun controlador PI discreto es: 
G ( ) 
_ (Kp + K 1 ) - Kpz- 1 
PI Z - 1 - z- 1 
Por lo tanto la entrada tiene la forma 
u (z) = Kpe (z) + l ::~_1 e (z) 
u (z) 
e (z) 
Si se aplica la transformada inversa se llega a la relación 
k 
u (k) = Kpe (k) + K 1 ¿e (i) 
i=Ü 
Como se observa, la entrada u ( k) es proporcional a error e ( k) más la suma de los errores 
anteriores, que define la "acción integral". 
Como se mencionó en la sección 1.2, el proceso de DA suele ser muy inestable debido a la 
complejidad de las interacciones entre las poblaciones microbianas que lo componen, por lo 
que actualmente se busca la implementación de esquemas de control avanzado con el objetivo 
de mejorar el desempeño del proceso ( Aguilar-Garnica y col., 2009). Se han propuesto diversos 
esquemas de control para el proceso de DA, sin embargo éstos esquemas pueden no ser 
adecuados para la fase de arranque de digestores anaerobios, ya que no se tienen las mismas 
condiciones al inicio del proceso que cuando éste se encuentra operando de manera estable, 
17 
principalmente en lo que concierne a la estabilidad de las poblaciones microbianas. 
Recientemente se desarrolló un esquema de control en cascada para el proceso de DA (Garcia-
Sandoval, 2009), el cual cuenta con un lazo interno continuo que controla la concentración 
de AGV y actualiza la referencia en cada periodo de muestreo de acuerdo a la información 
discreta disponible de DQO. Por medio de simulaciones numéricas, se demostró que el con-
trolador propuesto es capaz de evitar la inhibición por acumulación de AGV, garantizando 
así la estabilidad operacional, a costa de pequeñas variaciones en la DQO. 
Sbarciog y col. (2012) desarrollaron una estrategia de control para optimizar la fase de arran-
que cuyo propósito era el de maximizar la producción de metano por medio de la manipulación 
de la tasa de dilución. Esta estrategia fue probada mediante simulaciones numéricas para un 
reactor continuo de tanque agitado manteniendo la concentración de entrada constante, mo-
dificando la tasa de dilución de su valor mínimo al máximo y subsecuentemente a su valor 
óptimo en determinados instantes de tiempo, logrando una remoción de DQO alrededor del 
80 % al alcanzar el estado estacionario y la máxima producción de metano, superando lo 
obtenido en simulaciones sin el controlador, en las que se mantenía una tasa de dilución baja 
y constante. 
18 
2 Metodología 
2.1. Vinazas e inóculo 
En cada arranque que se llevó a cabo, el digestor fue inoculado con 500 ml de lodos granulares 
completando el volumen del reactor con una dilución de vinazas con una concentración de 
DQO (Demanda Química de Oxígeno) de 1 9/L y se mantuvo durante 24 horas en configura-
ción por lote. En el primer arranque los lodos provenían del digestor piloto, con el propósito 
de que se utilizaran microorganismos adaptados al tratamiento de vinazas tequileras. Al en-
contrarse que éste inóculo no fue adecuado, en los arranques consecuentes se utilizaron lodos 
provenientes de la cervecería Grupo Modelo. 
Se utilizaron dos lotes de vinazas tequileras a lo largo de todo el desarrollo experimental, 
provenientes de la tequilera Tequila Patrón. El primer lote se utilizó desde el inicio del primer 
arranque hasta el día 79 del mismo, mientras que el segundo lote se utilizó en los últimos 11 
días del primer arranque y en los demás arranques. Las vinazas se almacenaron a temperatura 
ambiente en dos tanques con capacidad de 5000 L cada uno, con una concentración de DQO 
mayor a 40 9/L, la cual fue disminuyendo gradualmente a causa de la fermentación natural 
que se lleva a cabo en los tanques de almacenamiento. 
2.2. Proceso 
Los arranques fueron llevados a cabo en un digestor anaerobio de lecho fijo con flujo as-
cendente y operación en continuo, con un volumen de operación de 2.5 L. El montaje del 
digestor se puede observar en la Figura 2.1. El digestor cuenta con una chaqueta para man-
tener su temperatura constante dentro del rango mesofílico, por medio de recircular agua 
caliente proveniente de un tanque externo (1) marca Thomas Scientific, que cuenta con una 
resistencia y una bomba sumergible (2) que impulsa el agua hacia la chaqueta del reactor. En 
la parte inferior del reactor se encuentra la entrada al reactor (3), donde se unen el flujo de 
alimentación ( 4) con el de recirculación (5). Por la parte superior del reactor, se encuentran 
dos salidas del efluente (5 y 6), una que va hacia la bomba de recirculación y otra 3 cm más 
arriba, que, por rebose, conecta al digestor con un sello hidráulico (7), para después pasar 
a un tanque de recolección de las vinazas tratadas (8). En la tapa superior se encuentran 
19 
dos conexiones con mangueras que permiten la salida del biogás ( 9), una que llega a la parte 
superior del sello hidráulico y otra que se conecta al medidor de concentración de metano 
( 10) y al medidor de flujo para recolectar el biogás producido ( 11). 
Figura 2.1: Digestor anaerobio de lecho fijo con flujo ascendente. 
El soporte en el interior del reactor es un tubo rugoso Cloisonyle de PVC con 14 multicanales 
en su interior para aumentar la superficie de contacto disponible para la fijación de los 
microorganismos, con una longitud de 24.6 cm, que abarca desde la entrada del alimento al 
digestor hasta la salida de la recirculación (Figura 2.2) 
20 
Figura 2.2: Soporte al interior del reactor para la formación de la biopelícula. 
Las vinazas diluidas fueron alimentadas al reactor por medio de bombas peristálticas desde 
un tanque de alimentación de 4 L, en el cual se ajustaba el pH de las vinazas a 7.0 con una 
solución de sosa y que se mantuvo en agitación durante todos los arranques, a 180 rpm. 
2.3. 1 nstrumentación del reactor y medición de 
parámetros 
A lo largo de todo el arranque se estuvieron recolectando datos de pH, temperatura, con-
ductividad, presión, potencial de óxido-reducción (ORP), porcentaje de metano en el biogás, 
producción de biogás, flujo de entrada, DQO de entrada y salida, factor de alcalinidad y con-
centración de AGV. Todos los parámetros fueron medidos en línea, a excepción de la DQO, 
alcalinidad y AGV. 
El digestor contó siempre con un monitoreo en tiempo real, mediante un dispositivo co-
mercial de la compañía National Instruments modelo cRIO9004, que permite la captura, 
procesamiento y almacenamiento de los datos en una computadora empleando el software 
Lab VIEW versión 8.2 de los siguientes parámetros: 
- Temperatura. La temperatura se midió por medio de un termopar ubicado en el interior del 
digestor, indicando si se debía modificar la temperatura del baño externo de la chaqueta de 
21 
calentamiento (Figura 2.1, 14). 
- pH1 ORP1 y conductividad. Los tres parámetros fueron monitoreados con electrodos de 
la marca Mettler Toledo, ubicados en la corriente de recirculación del digestor (Figura 2.1, 
15). Además de su captura en tiempo real en LabVIEW, el electrodo cuenta con un display 
(Figura 2.1, 16) donde se muestran los valores de estas variables. Cuando el pH bajaba del 
set-point establecido de 7.0, automáticamente se encendía una bomba peristáltica de flujo 
variable de la marca Thomas Scientific que alimentaba una solución de NaOH 2 N para volver 
a llevar al pH al punto de operación deseado. 
- Flujo de biogás: El dispositivo µflow de la marca Bioprocess Control, permite detectar 
flujos gaseosos desde 20 hasta 4000 ml/hr. Cuenta con un display donde se muestra el tiempo 
transcurrido, los mililitros normalizados a condiciones estándar producidos ( a 0ºC y 1 atm de 
presión) y el flujo. El principio de operación de este dispositivo se basa en el desplazamiento 
del líquido dentro de un compartimento lleno de agua, el cual es directamente proporcional 
a la cantidad de biogás que pasa a través del mismo. 
- Composición del biogás. Por medio del sensor BlueSens modelo BCP-CH4bio, se pudo 
monitorear la composición de metanoen el biogás in situ, permitiendo evaluar la calidad del 
biogás que se estuvo produciendo en tiempo real. 
- Presión. En la parte superior del digestor, se contó con un sensor de presión de la marca 
Dwyer con un rango de detección de O a 1 psig (Figura 2.1, 17). 
Además del monitoreo en línea de los parámetros ya mencionados, los siguientes parámetros 
fueron monitoreados fuera de línea: 
-Demanda Química de Oxígeno (DQO) del infiuente y del efluente. Fue determinada por 
medio del Método estándar 5220 D (APHA y col., 2005), utilizando viales de alto rango de 
la marca Hach para DQO, TNT 822, así como los equipos DRB 2800 para la digestión de las 
muestras y D RB 200 para su lectura por espectrofotometría. Las frecuencia de las mediciones 
se llevaron a cabo como se indica en la sección 2.4. 
- Ácidos Grasos Volátiles ( AG V). La determinación de AGV tanto del efluente como del 
influente se hizo mediante Cromatografia Líquida de Alto Desempeño (HPLC= High Per-
formance Liquid Cromatography) con equipos de la marca Waters, modelos 600, 996 y 2410 
(controlador, automuestreador y detector respectivamente) y el software Empower, identi-
ficando en el efluente ácido acético, propiónico y butírico principalmente, pero en algunas 
ocasiones se llegó a encontrar también ácido fórmico, isobutirico, valérico e isovalérico, so-
bre todo en el influente. Posteriormente, a las concentraciones obtenidas con las curvas de 
calibración realizadas para cada ácido se les hizo la conversión a g de ácido acético/L. 
- Alcalinidad Total (AT) 1 Alcalinidad Parcial (AP) y Alcalinidad Intermedia (AJ). La deter-
minación de la alcalinidad se llevó a cabo siguiendo el método propuesto por Ripley y col. 
(1986), que consiste en tomar una muestra de 10 mL, misma que se titula adicionando HCl 
22 
0.1 Na la muestra hasta alcanzar un valor de pH de 5.75, posteriormente se registra el vo-
lumen de HCl suministrado, se continúa titulando con la solución de HCl hasta alcanzar un 
pH de 4.3 y se registra el volumen de la solución utilizado. Para determinar los valores de 
alcalinidad, se utilizan las siguientes expresiones: 
donde 
AP = (ViN)lOOO 
V 
AT = (ViN)lOOO 
V 
Al= AT-AP 
V1 = Volumen de HCl gastado a pH=5. 75 en ml 
½ = Volumen de HCl gastado a pH=4.30 en ml 
N =Normalidad de la solución de HCl en mEQ/L 
V =Volumen de la muestra en ml 
AI/AP =Factor de alcalinidad 
El número y frecuencia de las mediciones se indican en la sección 2.4. 
Además de las mediciones de los parámetros del proceso, fue necesario estar supervisando 
y dando mantenimiento al proceso cuando fuera requerido, ya fuera por el taponamiento de 
mangueras o alguna otra falla que se pudiera presentar en los equipos. 
2.4. Protocolo Experimental 
Se llevaron a cabo dos tipos de arranque, a lazo abierto y a lazo cerrado. Primero se llevaron 
a cabo dos fases de arranque a lazo abierto, es decir, sin la implementación del controlador, 
en los cuales los incrementos de en la CVA estaban dictados por un protocolo experimental 
en el cual se incrementó simultáneamente la DQOin y el TRH (Tiempo de Retención Hi-
dráulico) hasta alcanzar la CVA (Carga Volumétrica Aplicada) deseada, A partir de éstos 
dos experimentos se determinó el valor máximo al que podía llegar el factor de alcalinidad 
Al/ AP sin afectar al proceso, así como la observación general del comportamiento del resto 
de los parámetros del proceso. Una vez que se analizaron éstos datos, se diseñó un esquema 
de control automático en cascada y se llevaron a cabo dos fases de arranque a lazo cerrado, 
es decir, con la implementación del controlador, el cual realizó los aumentos en la CVA de 
acuerdo a los valores del factor de alcalinidad obtenidos. 
Finalmente, se compararon por medio de un análisis estadístico de varianza el tiempo de 
arranque, rendimiento de metano y remoción de DQO al final de los arranques por separado, 
23 
con el propósito de determinar si respecto a éstos parámetros existe una diferencia signifi-
cativa entre los arranques a lazo abierto y a lazo cerrado. Se hizo la comparación entre los 
datos obtenidos en el último día de la fase de arranque, en el que el digestor había estado 
trabajando por lo menos tres TRH con la CVA deseada de 6.31 g/L-d. Los tres experimentos 
unifactoriales tuvieron como factor controlado el tipo de arranque, con dos niveles del factor 
( arranque a lazo abierto y arranque a lazo cerrado), considerando que cada tipo de arranque 
tuvo una réplica y la variable de respuesta fueron el tiempo de arranque, rendimiento de 
metano y porcentaje de remoción de DQO. 
2.4.1. Arranques a lazo abierto 
En las fases de arranque sin el controlador, las vinazas fueron alimentadas de acuerdo a la 
tercera estrategia de arranque mencionada en el capítulo de Antecedentes en la sección 1.4, 
que consiste en un protocolo de 13 etapas, en las cuáles se va incrementando gradualmente la 
CVA, por medio del incremento simultáneo de la DQO de entrada y el TRH, de acuerdo con 
los resultados obtenidos al final de cada TRH. Se avanzaba en las etapas si el porcentaje de 
remoción de DQO era mayor al 70 %, el rendimiento de metano era mayor al último obtenido 
(cada vez más cercano al teórico de 0.35 LCH4/9DQOrernavida), la acumulación de ácidos grasos 
volátiles (AGV) era, menor a 2000 mgjL y el valor del factor de alcalinidad se mantuvo estable 
y menor a O. 7 a lo largo de un TRH. De ser necesario, se repitió la etapa hasta que se cumpliera 
con éstos requisitos. El protocolo se muestra en la Tabla 2.1. 
Tabla 2.1: Protocolo de arranque. 
1 Etapa I CVA (gDQO/L-día) 1 DQOin(9/L) 1 TRH (días) 1 
1 1.00 1.19 1.19 
2 1.17 1.48 1.27 
3 1.36 1.86 1.37 
4 1.58 2.34 1.47 
5 1.85 2.96 1.60 
6 2.15 3.78 1.75 
7 2.51 4.87 1.94 
8 2.93 6.34 2.16 
9 3.41 8.37 2.45 
10 3.98 11.25 2.82 
11 4.64 15.47 3.33 
12 5.41 22.00 4.07 
13 6.31 32.86 5.21 
Se utilizó esta metodología ya que al tener TRH cortos al principio del arranque, se logra 
lavar la mayor parte de la biomasa suspendida, logrando de este modo que la mayoría de 
24 
los microorganismos que permanecen dentro del reactor sean los que consiguieron fijarse al 
soporte, además de que al aumentar el TRH de manera simultánea al aumento de DQO, se le 
da oportunidad a los microorganismos de consumir toda la materia orgánica que va entrando 
al reactor, asegurando así un buen desempeño del mismo en cuestión de remoción de DQO. 
Al inicio de los arranques a lazo abierto, se limitó el avance en las etapas hasta que se hubiera 
removido alrededor del 50 % de la biomasa del inóculo inicial, incluso si se cumplía con los 
requisitos establecidos para hacer el cambio. 
Todos los días se tomó muestra del digestor para analizar los AGV acumulados y se hicieron 
dos mediciones de alcalinidad al día (8:00 y 16:00 horas). La DQO de entrada se medía cada 
que se preparaba el alimento para una nueva etapa y la DQO de salida al final de un TRH 
en cada etapa. 
2.4.2. Arranques a lazo cerrado 
Antes de iniciar el controlador, se realizó una etapa de lavado con el mismo criterio de 
remoción del 50 % del inóculo inicial que se utilizó en los arranques a lazo abierto. Este lavado 
se llevó a cabo con una concentración de entrada de 5 g/L de DQO y una tasa de dilución 
de 2 d- 1 ( correspondiente a un TRH de 12 horas y una CVA de 10 g / L-d). Se seleccionó esta 
tasa de dilución de tal forma que sea mayor que la velocidad máxima de crecimiento tanto 
de las bacterias acidogénicas como de las arqueas metanogénicas (Bernard y col., 2001), con 
el objetivo de remover la biomasa suspendida y promover con ésto una mejor formación de la 
biopelícula, disminuyendo la competición por el sustrato entre los microorganismos presentes 
en suspensión y los adheridos al soporte ( Cresson y col., 2007). 
2.4.2.1. Algoritmo 
Dado que el factor de alcalinidad es una variable clave que está estrechamente relacionado 
con el estado metabólico de consorcio microbianoy por ende en su estabilidad, y además 
se puede medir de una manera sencilla, rápida ( en máximo 10 minutos se cuenta con el 
resultado) y económica (no se requiere de equipo avanzado para realizar la medición), se 
decidió implementar un algoritmo de control en el que se garantice que la alcalinidad esté 
siempre por debajo de un valor límite de 0.6. Este valor máximo para la alcalinidad se 
determinó a partir de lo observado en los arranques a lazo abierto. Además, se modificó el 
perfil de alimentación con respecto al utilizado en los arranques a lazo abierto, manteniendo 
una concentración de DQO de entrada constante e igual a la de la CVA deseada (32.81 
g/L-d), manipulando la tasa de dilución de acuerdo a los valores del factor de alcalinidad 
obtenidos. Éste cambio en la estrategia de arranque se basó en observaciones del modelo 
ADM2 (presentado en la sección 1.5), en las que se encontró que se alcanzaba más rápido el 
25 
estado estacionario de X 1y X 2 si desde el inicio los valores de S1,in y S2,in eran los deseados al 
final del arranque, a diferencia del aumento gradual utilizado en los arranques a lazo abierto, 
en el que se tiene que pasar por varios estados estacionarios hasta alcanzar la CVA deseada. 
Como se desea llegar a una CVA dada, entonces el problema de control se puede formular 
como sigue: 
Dada una concentración de entrada constante e igual a la deseada, se desea 
que el flujo de entrada sea igual al de diseño, pero garantizando que el factor de 
alcalinidad no pase del límite deseado. 
Para lograr este objetivo se plantea un control con una estructura en cascada, en donde el 
lazo interno garantice que el factor de alcalinidad se encuentra dentro del rango deseado y el 
lazo externo se encarga de hacer que el flujo de entrada llegue al flujo de diseño. 
Además, se desean utilizar dos mediciones al día del factor de alcalinidad. 
Dado que la relación entre el factor de alcalinidad, la tasa de dilución y la estabilidad del 
proceso es muy compleja y el modelo ADM2 no permite correlacionar directamente esta, 
se decidió utilizar algoritmos de control discreto clásico en ambos lazos del controlador en 
cascada. Los algoritmos seleccionados tiene la estructura de PI's discretos, es decir que las 
relaciones entre las entradas y las salidas de cada lazo de control son las siguientes: 
• Lazo interno: 
k-1 
F (k) = -~Yr (k - 1) + Kp,1e1 (k - 1) + K1,1 L e1 (i) 
i=Ü 
donde y es el factor de alcalinidad medido y e1 = Yr - y es el error, definido como la 
diferencia entre la referencia y la medición del factor de alcalinidad. 
• Lazo externo: 
Yr ( k) = { <Pr ( k) 
Ymáx 
donde 
si <Pr (k) < Ymáx 
si <Pr ( k) ?_ Ymáx 
k-1 
<Pr (k) = Kp,2e2 (k - 1) + K1,2 L e2 (i) 
i=Ü 
y e2 = Fr - F es el error del lazo externo definido como la diferencia entre el flujo 
deseado o de diseño y el flujo que se está alimentando al sistema. 
Se propuso el esquema de control mostrado en la Figura 2.3, conformado por dos controladores 
PI (proporcional-integral) en tiempo discreto con configuración en cascada. En el lazo interno 
se encuentra el controlador para el factor de alcalinidad, mientras que el lazo externo actualiza 
26 
el valor de flujo de acuerdo al valor del factor de alcalinidad obtenido. Los parámetros de los 
controladores PI tanto para el lazo interno (KP,l y K1,i) como para el lazo externo (Kp,2 , 
K 1 ,2 y Ymáx) fueron determinados de manera empírica con base a la experiencia obtenida 
durante los arranques a lazo abierto con respecto a la respuesta del proceso y estos valores 
se resintonizaron en el primer arranque a lazo cerrado con base al desempeño observado. 
PI 
DISCRET O 
u (k) 
PI 
DISCRETO 
PROCESO 
y (k ) 
Figura 2.3: Esquema de control en cascada discreto-discreto. 
Se creó una interfaz gráfica de usuario (GUI) en Matlab para implementar el controlador 
(Figura 2.4). En ésta interfaz se registraban los datos de factor de alcalinidad medidos con 
una frecuencia de 2 veces al día, con un intervalo de 12 horas entre medición (alas 7:00 y 19:00 
hrs, respectivamente). El nuevo flujo se calculaba a partir de la nueva medición alimentada, 
modificando también la referencia de alcalinidad. En caso de que el factor de alcalinidad se 
elevara por encima de 0.6, se mantenía la referencia en éste punto, teniendo como respuesta 
del controlador que el nuevo flujo calculado comenzara a disminuir. Una vez que el valor 
del factor de alcalinidad bajaba del máximo establecido, nuevamente se movía la referencia 
de alcalinidad de acuerdo al dato alimentado y el flujo calculado volvía a aumentar para 
alcanzar su referencia. 
Además, se tomó una medición al día de DQO y AGV junto con la primera medición de 
alcalinidad con fines de monitoreo del proceso. 
27 
Cálculo de Flujos,-----------~ 
0.8 
Factor de Alcalinidad: 0.7294 
(l_ 
Factor de Alcalinidad de Ref.: ~I _ 0_.6_~ ~ 0.6 
<i: 
1 Estimar 1 0.4 
Flujo de entrada: l6.5067e-OII m3/ci 
5 10 15 20 25 30 
Flujo de entrada: ~ ml/h 
X 10-7 Tiempo (dias ) 
6 
"' 
~ 
(') 
Parámetros del controlador 
Delta ~ 111 1120000001 
k ~ sigma ~ 
~4 
1 
w 
2 ., 
rho ~ eta 1-9.0086 1 
"U 
o 
"3' 
¡¡: 
o 
o 10 15 20 25 
[ 
Flujos de Referencia 
Flujo: l 9.6e-007 1 m3/ciia 
Tiempo (días ) 
o 
-5 
"' w 
Guardar Datos y Graficar -10 
-15 
o 10 15 20 25 30 
Tie mpo (días ) 
Figura 2.4: Interfaz gráfica de usuario en Matlab. 
28 
3 Resultados y Discusiones 
3.1. Resultados 
3.1.1. Arranques a lazo abierto 
Una vez terminado el periodo de inoculación, se inició con el periodo de arranque del digestor. 
Durante los periodos de arranque sin la implementación del controlador se siguió un proto-
colo de trece etapas que consistió en aumentar gradualmente la carga volumétrica aplicada 
(CVA), por medio del incremento simultáneo en la DQO de entrada y el tiempo de retención 
hidráulico (TRH). Además, se limitó el avance de las primeras etapas con el objetivo de que 
con los altos flujos iniciales se realizara un lavado de microorganismos de aproximadamente 
el 50 % del inóculo incial, promoviendo que la principal retención de biomasa en el digestor 
fuera la que se adhirió al soporte. 
El primer arranque tuvo una duración de 90 días. En la Figura 3.1 se muestran los datos 
recolectados en línea para pH y ORP (A), conductividad (B), temperatura y presión (C) y 
producción de biogás y porcentaje de metano en el biogás (D). La temperatura y la presión se 
mantuvieron prácticamente constantes durante todo el experimento, variando la tempertura 
sólo dentro del rango deseado de 35ºC a 38ºC, mientras que las caídas de presión que se 
observan fueron provocadas por los dos muestreos diarios. La conductividad y el ORP también 
se mantuvieron constantes, éste último parámetro en los valores esperados por debajo de -300 
mV, característicos del proceso de digestión anaerobia (Moletta, 2005). El pH se mantuvo 
constante durante la mayor parte del experimento, a excepción del día 5, en el cuál se tuvo una 
falla mecánica en el digestor y se detuvo el proceso para repararla. La producción de biogás 
aumentó gradualmente según se iba avanzando en las etapas, debido a que se alimentaba 
cada vez más materia orgánica para ser degradada por los microorganismos. El porcentaje 
de metano también aumentó gradualmente, hasta que se mantuvo por arriba de 60 % en 
volumen. 
En la Figura 3.2 se muestran los datos recolectados fuera de línea para el flujo de alimentación 
(A), el factor de alcalinidad y las concentraciones de AGV (B) y concentración de DQO en 
la entrada y la salida (C), respectivamente. En el gráfico (B) de esta figura se observa la 
relación entre el factor de alcalinidad y la acumulación de AGV, pues cuando el valor de éste 
29 
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E11 E2 1 E3 IE4 IE5 IE61 E7 1 ES E9 E10 E11 E12 E13 
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-200 a..> 
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~-+---~--+-~~--+---+--~-----+---+---~--~---~--+------~-~----+---+-----~----~-Goo 
10 1 20 30 40 150 60 70 80 90 
1 1 D" 1 
1 1 1 1 1 1 1 1 1 ias 1 1 1 
~ 5 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 B ·;;: E 
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§ E o 
U O 1 1 10 1 1 1 1 2q 1 30 1 40 1 50 60 1 70 1 80 90 
1 1 1 1 1 1 1 1 1 Días 1 1 1 
60 70 80 
Días 
Figure 3.1: Datos obtenidos en línea durante el primer arranque a lazo abierto de (A) pH y ORP, (B) conductividad, (C) temperatura 
y presión, y (D) producción de biogás y porcentaje de metano en el biogás. 
factor aumenta y sobrepasa los límites establecidos para asegurar la estabilidad operacional, 
la concentración de AGV también aumentaba, evidenciando que existe una relación directa 
entre ambas variables (Switzenbaum y col., 1990), por lo que el factor de alcalinidad es un 
buen parámetro para ser usado como variable a controlar, ya que permite conocer el estado 
del proceso a través de una medición rápida, sencilla y confiable. 
En el gráfico (A) de la Figura 3.2 se observa que se detuvo la alimentación en 11 ocasiones, 
cuando el valor del factor de alcalinidad se elevó por encima de O. 7, con el objetivo de que 
el digestor recuperara su estabilidad operacional, consumiendo los AGV acumulados dentro 
del mismo. En éstos periodos de paro se observó que se tenía una acumulación de AGV 
por encima de la concentración inhibitoria de 6000 mg/L de ácido acético (Lozecznik y col., 
2012). Inicialmente el alimento se introdujo al digestor con su pH original, es decir, en un 
rango de entre 3.5 y 4.0, sin embargo, a partir del día 42 del arranque , en el que se comenzó 
a neutralizar el alimento a pH de 7.0, el factor de alcalinidad se mantuvo por debajo del valor 
de O. 7 y comenzó a disminuir la concentración de AGV. A pesar de que el pH del digestor 
se mantuvo siempre alrededor de 7.0 (ver Figura 3.1 A) por medio del suministro de una 
solución de NaOH 2 N cuando el pH disminuía por debajo de este valor, es probable que la 
capacidad buffer del sistema fuera utilizada principalmente para neutralizar el alimento en 
vez de mantener un balance con la producción de AGV, resultando en una acumulación de 
los mismos a pesar de que el pH del digestor no reflejara ese comportamiento. Esta situación 
es un ejemplo de porqué depender sólo del valor de pH para determinar la estabilidad del 
digestor no es suficiente, ya que la observación del resto de las variables del proceso puede 
proporcionar información importante que puede no verse reflejada en éste. 
En la Figura 3.3 se muestra el rendimiento de metano y el porcentaje de metano obtenidos 
en los cambios de etapa. El rendimiento teórico de metano es de 0.35 LCfü/gDQOremovida a 
condiciones estándar de 1 atmósfera de presión y OºC de temperatura (Rittmann, 2001), 
rendimiento que sólo se alcanzó una vez durante la etapa 10, mientras que en las demás etapas 
no se tuvo ninguna secuencia de aumento o decremento del mismo. Al final del arranque se 
logró una remoción de DQO del 76.4 %, que equivale a una DQO de salida de 8.73 9/L, 
y un rendimiento de metano de 0.21 LCH4/gDQOremovida . Aunque si se observó un aumento 
gradual en el porcentaje de remoción de DQO, lo ideal habría sido que éste porcentaje se 
mantuviera por arriba del 80 % durante toda la fase de arranque, sin embargo, éste porcentaje 
sólo se alcanzó dos veces durante todo el arranque en los primeros dos TRH de la etapa 10. 
Se esperaba que siguiendo éste protocolo de arranque de 13 etapas, el periodo de arranque 
durara un máximo 60 días, pero se tuvieron muchas complicaciones a lo largo del mismo que 
detuvieron el avance en las etapas, además de que no se obtuvo un rendimiento cercano al 
teórico al final del mismo. 
31 
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Días 
Figura 3.2: Datos fuera de línea obtenidos durante el primer arranque a lazo abierto. (A) Flujo de alimentación, (B) factor de 
alcalinidad y (C) concentración de AGV y DQO de entrada y salida. 
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Etapa 
- Rendimiento Teórico (O 35 L CH/g DOOremosidal 
--- Remoción de DOO 
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Figura 3.3: Porcentaje de remoc10n y rendimiento de metano al cambio de etapa en el 
primer arranque a lazo abierto. 
Al destapar el reactor al final de la fase de arranque, se encontró que, al contrario de lo 
esperado, casi no se habían adherido microorganismos al soporte, y que había una gran 
cantidad de biomasa sedimentada en el fondo del reactor (Figura 3.4). Esto nos indicó que 
casi todo el tratamiento se llevó a cabo por la biomasa suspendida, y no por la que se logró 
pegar al soporte. 
33 
Figura 3.4: Interior del reactor al final del primer arranque a lazo abierto 
En los resultados de biología molecular del inóculo (Guerra Rentería, 2014) se encontró 
con que había un porcentaje de arqueas metanógenicas muy pequeño, además de contar 
con la presencia de bacterias sulfato-reductoras (SBR), las cuales compiten con las arqueas 
metanogénicas por sustratos orgánicos e inorgánicos en común, de manera que éstas últimas 
no se desarrollan adecuadamente y suprimen la producción de metano (Chen y col., 2008). 
Esto indica que el inóculo que se utilizó no era el adecuado para llevar a cabo el proceso 
de digestión anaerobia y proporcionó un mayor entendimiento sobre la razón por la cual se 
tuvieron complicaciones durante todo el arranque y no se obtuvieran los resultados esperados 
de remoción de DQO, rendimiento de metano y duración del arranque, ya que es crucial 
contar con un inóculo apropiado para que el arranque se lleve a cabo de manera satisfactoria 
(Rittmann, 2001). 
El segundo arranque tuvo una duración de 61 días, 29 días menos que el arranque anterior. 
Debido a que se encontró que el inóculo del arranque anterior fue inadecuado, en ésta ocasión 
se utilizaron lodos provenientes de la planta de tratamiento de la cervecería Grupo Modelo. 
Nuevamente se utilizó el protocolo de arranque de 13 etapas descrito en la sección de meto-
dología. En la Figura 3.5 se muestran las gráficas para pH y ORP (A), conductividad (B), 
temperatura y presión ( C) y producción de biogás y porcentaje de metano en el biogás (D). 
La temperatura se mantuvo constante durante todo el experimento, nuevamente variando 
34 
sólo dentro del rango deseado de 35ºC a 38ºC (gráfico B de la Figura 3.5). A partir de la eta-
pa 9, el pH y el ORP comenzaron a aumentar y disminuir a la par, respectivamente (gráfica 
A, Figura 3.5). La conductividad aumentó de 0.1 mS/cm al inicio de la etapa de arranque 
hasta 9 mS / cm al final de la misma, aumentando gradualmente junto con el aumento de la 
carga orgánica alimentada al digestor. En la gráfica (D) de la Figura 3.5 se muestran los 
datos de composición de metano y producción de biogás, dónde se observa que el porcentaje 
de metano se mantuvo por arriba del 75 % y la producción de biogás aumentó gradual y 
constantemente de acuerdo al aumento en la CVA, como resultado del avance en las etapas. 
En la Figura 3.6 se muestran las gráficas de flujo de alimentación (A), el factor de alcalinidad 
y las concentraciones de AGV (B) y concentración de DQO en la entrada y la salida (C). 
Además de la reducción en el tiempo del arranque, en ésta figura se puede apreciar que 
en ningún momento hubo necesidad de detener la alimentación (gráfica A), pues nunca se 
sobrepasó el límite