ESCUELA POLITÉCNICA NACIONAL

FACULTAD DE INGENIERÍA QUÍMICA Y AGROINDUSTRIA

DISEÑO DE UNA PLANTA DE REFINACIÓN Y BLANQUEAMIENTO DE ACEITE COMESTIBLE USADO Y ACEITE ROJO DE PALMA

PROYECTO PREVIO A LA OBTENCIÓN DEL TÍTULO DE INGENIERA QUIMICA

TANIA VANESA PARRA ESCORZA

taniavanesa_12@hotmail.com

DIRECTOR: ING. MARCO SINCHE SERRA, M.Sc.

marco.sinche@epn.edu.ec

Quito, abril 2016

© Escuela Politécnica Nacional 2016

Reservados todos los derechos de reproducción

DECLARACIÓN

Yo, Tania Vanesa Parra Escorza, declaro que el trabajo aquí descrito es de mi

autoría; que no ha sido previamente presentado para ningún grado o calificación

profesional; y, que he consultado las referencias bibliográficas que se incluyen en

este documento.

La Escuela Politécnica Nacional puede hacer uso de los derechos correspondientes

a este trabajo, según lo establecido por la Ley de Propiedad Intelectual, por su

Reglamento y por la normativa institucional vigente.

Tania Vanesa Parra Escorza

CERTIFICACIÓN

Certifico que el presente trabajo fue desarrollado por Tania Vanesa Parra Escorza,

bajo mi supervisión.

Ing. Marco Sinche, M.Sc. DIRECTOR DE PROYECTO

AUSPICIO

La presente investigación contó con el auspicio financiero del proyecto PII-DCN-

006-2015: "Estudio del uso de ozonificación, adsorción con carbón activado y

decoloración con peróxido de hidrógeno para la clarificación de aceite usado de

cocina y el blanqueamiento de aceite rojo de palma, como materias primas para la

elaboración de jabón”, que se ejecuta en el Departamento de Ciencias Nucleares.

AGRADECIMIENTO

A Dios y a los ángeles por su guía en este camino.

De manera especial al Ing. Marco Sinche, Dra. Florinella Muñoz, Ing. Lucia

Montenegro y Andrés Chico por su apoyo en el desarrollo de este estudio.

A mi familia por las palabras de aliento durante toda mi vida de estudiante.

Al Departamento de Ciencias Nucleares por abrirme sus puertas para el desarrollo

de este estudio, especialmente a Pao y Tamy por su ayuda y apoyo en este

proyecto.

A mis amigos por su ayuda durante toda la carrera.

A mi compañero incondicional, gracias por apoyarme durante toda esta etapa, por

su tenacidad, amor y apoyo.

DEDICATORIA

“La mayor gloria de la vida no es caer, sino levantarse siempre” Nelson Mandela

A mis padres: José y Rosy,

A mi hermana: María José,

A David, mi fuerza motora para seguir adelante,

A mi familia y amigos

.

i

ÍNDICE DE CONTENIDOS

PÁGINA

RESUMEN XI INTRODUCCIÓN XIII

1. REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA 1

1.1 Aceite de palma 1 1.1.1. Generalidades 1 1.1.2. Produccion y consumo 2 1.1.3. Productos 4 1.1.4. Aceite comestible usado 6

Proceso de la fritura 7 Cambios físicos y químicos en el aceite 10 Problemática medioambiental 16 Productos a partir de ACU y ARP 18

1.1.5. Aceite rojo de palma 20

1.2 Procesos de refinación y blanqueamiento de aceites 21 1.2.1. Proceso de refinación 21

Refinación física 23 Refinación química 24

1.2.2. Procesos de blanqueamiento 25 Peróxido de Hidrógeno 26 Adsorción 26 Ozonización 29

1.2.3. Procesos previos al proceso de refinación y blanqueo 32 1.2.4. Diseño del sistema de refinación y blanqueamiento del aceite comestible usado y del aceite rojo de palma 35 1.2.4.1. Balance de masa 35 1.2.4.2. Diseño del sistema hidráulico 36 1.2.4.3. Filosofía de control 36 1.2.4.4. Diagramas de proceso 36

2. PARTE EXPERIMENTAL 37

2.1 Evaluación de los parámetros de calidad de las materias primas: aceite comestible usado y aceite rojo de palma 37

2.1.1. Muestreo del aceite comestible usado (ACU) y del aceite rojo (ARP) 37 2.1.2. Determinación del índice de acidez, índice de saponificación y contenido de impurezas insolubles presentes en el ACU y ARP 38

2.2 Determinación del mejor proceso de eliminación de sedimentos presentes en el aceite comestible usado comparando tres métodos 38

ii

2.3 Determinación del mejor proceso de blanqueamiento para cada aceite comparando tres métodos de decoloración 39

2.4 Diseño de una planta para la refinación de aceite comestible usado y aceite rojo de palma con una capacidad 250 t/año 42

2.4.1. Diseño del tanque de almacenamiento para el aceite rojo de palma 43 2.4.2. Escalado del tanque de clarificación para el aceite comestible usado 44 2.4.3. Diseño de los tanques agitados de dilución de salmuera, lavado con salmuera y decoloración con carbón activado 47 2.4.4. Diseño de la columna de ozonización 51 2.4.5. Diseño de los tanques enchaquetados 52 2.4.6. Análisis de costos de implentación y funcionamiento de la planta 53

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 55

3.1 Evaluación los parámetros de calidad de las materias primas: aceite comestible usado y aceite rojo de palma 55

3.2 Determinación del mejor proceso de eliminación de sedimentos presentes en el acu entre tres métodos. 56

3.2.1. Resultados de los parámetros de calidad luego de aplicar el primer proceso de eliminación de sedimentos 56 3.2.2. Determinación de las mejores condiciones de operación del segundo proceso de eliminación de sedimentos 57 3.2.3. Determinación de las mejores condiciones de operación del tercer proceso de eliminación de sedimentos 60 3.2.4. Selección del mejor proceso de eliminacíon de sedimentos entre las mejores condiciones de operación de cada método. 64

3.3 Determinación del mejor proceso de blanqueamiento para cada aceite comparando tres métodos de decoloración 67

3.3.1. Determinación del mejor proceso de decoloración para el ACU 67 Determinación de las mejores condiciones de

operación del proceso de ozonización para el ACU 67 Determinación del mejor proceso de decoloración para

el ACU 76 3.3.2. Determinación del mejor proceso de blanqueamiento para el ARP 79

Determinación de las mejores condiciones de operación del proceso de adsorción con carbón activado para el aceite rojo 79

Determinación del mejor proceso de decoloración para el ARP 83

3.4 Diseño de una planta para la refinación y blanqueamiento de aceite comestible usado y aceite rojo de palma con una capacidad 1250 t/año 85

3.4.1. Balance de masa 86

iii

3.4.2. Diagrama de flujo del proceso de refinación y blanqueamietno 89 3.4.3. escalado de los equipos 89

Escalado del tanque de almacenamiento del aceite rojo de palma 89

Escalado del clarificador primario para el aceite comestible usado 91

Escalado del tanque agitado de dilución de salmuera 93 Clarificador secundario (lavado con salmuera) 94 Tanque de decoloración con carbón activado 96 Escalado de la columna de ozonización 98 Escalado del tanque de almacenamiento de aceite

ozonizado 99 Escalado de los filtros prensa 100

3.4.4. Diseño del sistema hidráulico 102 Selección de tuberías 102 Selección de bombas para el sistema hidráulico 102

3.4.5. Diagramas de proceso 102 Diagrama de flujo (PFD) 103 Diagrama de instrumentación y tuberías (P&ID) 103 Filosofía de operación 108

3.4.6. Análisis económico de la implementación del sistema de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 112

Costo de inversión para la planta de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 112

Costo de operación de la planta de tratamiento de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 112

Indicadores económicos 113

4. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 116

4.1 Conclusiones 116

4.2 Recomendaciones 117

REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS 118

ANEXOS 132

iv

ÍNDICE DE TABLAS

PÁGINA

Tabla 1.1 Principales tipos de degradación de los hidroperóxidos 13

Tabla 1.2 Aplicación del aceite en función de su composición de ácidos grasos en las diferentes áreas industriales 19

Tabla 1.3 Componentes menores en el aceite de palma 21

Tabla 1.4 Estructuras moleculares de los compuestos formados luego de la reacción de ozonólisis 31

Tabla 2.1 Procesos y tratamientos para la eliminación de impurezas en el ACU 39

Tabla 2.2 Tratamientos de blanqueamiento con sus respectivas variables para el ARP 40

Tabla 2.3 Tratamientos de blanqueamiento con sus respectivas variables para el ACU 41

Tabla 2.4 Tipos de cabezas para tanques, con sus respectivas relaciones de dimensiones 48

Tabla 2.5 Relaciones entre los parámetros de diseño para tanques con sistema de agitación en función de las características de cada dispositivo de

agitación 50

Tabla 2.6 Espaciamiento entre los impulsores, nivel máximo de líquido y número de impulsores en función de la viscosidad y del tipo de sistema de mezcla 51

Tabla 2.7 Requerimiento de potencia para sistemas de agitación en tanques 51

Tabla 2.8 Valores del coeficiente global de transferencia de calor 52

Tabla 3.1 Valores del Índice de Acidez, Índice de Saponificación y Contenido de Impurezas Insolubles del ACU y ARP iniciales y sus respectivos

requisitos 55

Tabla 3.2 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el primer proceso de eliminación de sedimentos 56

Tabla 3.3 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el segundo proceso de eliminación de sedimentos 57

Tabla 3.4. Valores de p de la tabla de ANOVA para cada parámetro de calidad del segundo proceso de eliminación de sedimentos del ACU 58

v

Tabla 3.5 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos 61

Tabla 3.6. Valores de p de la tabla de ANOVA para cada parámetro de calidad del tercer proceso de eliminación de sedimentos del ACU 64

Tabla 3.7 Valores de los parámetros de calidad de cada proceso de eliminación de sedimentos del ACU 65

Tabla 3.8 Valores de p de la tabla de ANOVA para cada parámetro de calidad para el proceso de eliminación de sedimentos del ACU 65

Tabla 3.9 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos a una temperatura de reacción de 16 ºC y sin calentamiento post-tratamiento 68

Tabla 3.10 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos a una temperatura de reacción de 20 ºC y sin calentamiento post-tratamiento 68

Tabla 3.11 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos a una temperatura de reacción de 16 ºC y con calentamiento post-tratamiento 68

Tabla 3.12 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos a una temperatura de reacción de 20 ºC y con calentamiento post-tratamiento 69

Tabla 3.13 Porcentaje de disminución de absorbancia para cada tratamiento de decoloración por ozonización para el aceite comestible usado 75

Tabla 3.14 Valores de absorbancia a 540 nm luego de aplicar los tres procesos de decoloración para el ACU 76

Tabla 3.15 Tabla ANOVA para la Absorbancia en relación a la temperatura de adsorción y la relación aceite/carbón activado 80

Tabla 3.16 Valores de Absorbancia a 540 nm luego de aplicar los tres procesos de decoloración para el ARP 83

Tabla 3.17 Características y dimensiones del tanque de almacenamiento 91

Tabla 3.18 Capacidad y dimensiones del tanque de almacenamiento de aceite rojo, por catálogo 91

Tabla 3.19 Características y dimensiones del tanque de clarificación para el ACU 92

Tabla 3.20 Capacidad y dimensiones del clarificador por catálogo para el ACU 92

vi

Tabla 3.21 Características y dimensiones del tanque de dilución de salmuera 93

Tabla 3.22 Capacidad y dimensiones del tanque de dilución de salmuera por catálogo 94

Tabla 3.23 Características y dimensiones del tanque de lavado primario con salmuera 95

Tabla 3.24 Características y dimensiones del tanque de lavado secundario con salmuera 95

Tabla 3.25 Capacidad y dimensiones de los tanques de lavado primario y secundario por catálogo por catálogo 96

Tabla 3.26 Características y dimensiones del tanque de decoloración con carbón activado 97

Tabla 3.27 Capacidad y dimensiones del tanque de decoloración por catálogo 97

Tabla 3.28 Características y dimensiones del tanque de clarificación para el ACU 98

Tabla 3.29 Capacidad y dimensiones de la columna de ozonización por catálogo 99

Tabla 3.30 Características y dimensiones del tanque de almacenamiento para el aceite ozonizado 100

Tabla 3.31 Capacidad y dimensiones del tanque de almacenamiento del aceite ozonizado por catálogo 100

Tabla 3.32 Características y dimensiones de los filtros prensa por catálogo 101

Tabla 3.33 Resumen de equipos diseñados para el proceso de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 101

Tabla 3.34 Gastos para el primer año de funcionamiento de la planta de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 114

Tabla 3.35 Criterios financieros TIR y VAN para la implantación del sistema de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 115

vii

ÍNDICE DE FIGURAS

PÁGINA

Figura 1.1 Palma africana con su correspondiente fruto y sus partes 1

Figura 1.2 Producción global de aceite de palma para el año 2014 2

Figura 1.3 Producción anual de aceite de palma en el Ecuador 3

Figura 1.4 Consumo, exportación y producción del aceite de palma en el Ecuador 4

Figura 1.5 Proceso industrial de extracción de aceite crudo de palma 6

Figura 1.6 Estructura de la sección transversal de un alimento frito 9

Figura 1.7 Reacción de hidrólisis de un triglicérido con el agua 11

Figura 1.8 Estructura química de: a) metil - cetona b) γ- Lactona) c) δ- Lactona 12

Figura 1.9 Etapas de la reacción de oxidación de un lípido con el oxígeno 13

Figura 1.10 Cambios de la grasa durante la fritura 14

Figura 1.11 Estructura molecular del a) α-tocoferol y b) α-tocoquinona 15

Figura 1.12 Estructura molecular de croma-5, 6-quinona 16

Figura 1.13 Estadística de disposición final del ACU en el Ecuador para el año 2013 17

Figura 1.14 Estructura molecular del β-caroteno 20

Figura 1.15 Proceso de refinación de aceite comestible de palma 22

Figura 1.16 Términos básicos de Adsorción 27

Figura 1.17 Proceso de adsorción a) químico y b) fisico 29

Figura 1.18 Mecanismo de Criegee 30

Figura 1.19 Curva de sedimentación de impurezas y trazos según el método de la bisectriz para obtener los parámetros requeridos por el procedimiento

de Talmadge y Fitch. 33

Figura 1.20 Relaciones de parámetros para el diseño del tanque de almacenamiento 35

Figura 2.1 Relaciones entre dimensiones de diseño para turbinas 50

viii

Figura 3.1 Gráfico de medias para: a) el Índice de Acidez, b) el Índice de Saponificación, c) el Contenido de Impurezas Insolubles y d) el

porcentaje de masa perdida del segundo proceso de eliminación de sedimentos del ACU 59

Figura 3.2 ACU luego de 5 h de sedimentación 60

Figura 3.3 Interface aceite - salmuera del ACU luego de realizar el tercer proceso con una relación 2,5:1 62

Figura 3.4 Gráfico de medias para: a) el Índice de Acidez, b) el Índice de Saponificación, c) el Contenido de Impurezas Insolubles y d) el

porcentaje de masa perdida del tercer proceso de eliminación de sedimentos del ACU 63

Figura 3.5 Gráfico de medias para: a) el Índice de Saponificación, b) el Índice de Acidez, c) el Contenido de Impurezas Insolubles y d) el porcentaje de

masa perdida de los tres procesos de eliminación de sedimentos del ACU 66

Figura 3.6 Valores de absorbancia a 540 nm del ACU luego del proceso de ozonización (T=16 ºC, diferentes tiempos de reacción) y calentamiento posterior a 20 ºC 69

Figura 3.7 Valores de absorbancia a 540 nm del ACU luego del proceso de ozonización (T=20 ºC, diferentes tiempos de reacción) y calentamiento posterior a 20 ºC 70

Figura 3.8 Absorbancia a 540 nm del ACU luego del proceso de ozonización (T=16 ºC, diferentes tiempos de reacción) y calentamiento posterior a 60 ºC 71

Figura 3.9 Absorbancia a 540 nm del ACU luego del proceso de ozonización (T=20 ºC, diferentes tiempos de reacción) y calentamiento posterior a 60 ºC 72

Figura 3.10 Resultados de absorbancia para cada proceso de ozonización del ACU 73

Figura 3.11 Comparación de resultados del ACU luego de aplicar 15 min el proceso de decoloración por ozonización 74

Figura 3.12 Gráfico de medias del valor de absorbancia para los cuatro tratamientos de con y sin post-calentamiento para el ACU 74

Figura 3.13 Gráfico de medias del valor de absorbancia para los tres procesos de blanqueamiento del ACU 77

Figura 3.14 Muestras de a) ACU sin tratar y luego de aplicar b) la ozonización,

ix

c) decoloración con peróxido de hidrógeno y c) adsorción con carbón activado 77

Figura 3.15 Gráfico de medias del valor de absorbancia para los cuatro tratamientos del primer proceso de blanqueamiento para el ARP (T = 110 ºC y 140 ºC; R = 25:1 y 50:1) 80

Figura 3.16 Comparación del color del ARP luego del blanqueamiento por adsorción con carbón activado a diferentes temperaturas 81

Figura 3.17 Comparación de resultados del ARP luego de aplicar decoloración con carbón activado 82

Figura 3.18 Gráfico de medias (LSD, α=0,05) del valor de absorbancia para los tres

procesos de blanqueamiento del ARP 83

Figura 3.19 Muestras de ARP luego de aplicar los procesos de: a) adsorción con carbón activado, b) decoloración con peróxido de hidrógeno, c) ozonización y d) aceite sin tratar 85

Figura 3.20 Diagrama de flujo del sistema de blanqueamiento de ARP 87

Figura 3.21 Diagrama de flujo del sistema de refinación de ACU 88

Figura 3.22 Diagrama de Gantt para el proceso de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 90

Figura 3.23 Sistema de control a implementar en el clarificador TK-101 103

Figura 3.24 Diagrama PFD de línea de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 104

Figura 3.25 Sistema de control a implementar en el clarificador TK-301 105

Figura 3.26 Sistema de control a implementar en el tanque de agitación T-201 106

Figura 3.27 Sistema de control implementado para para el tanque de decoloración TK-601 107

Figura 3.28 Sistema de control a implementar para la columna de ozonización CO-401 107

Figura 3.29 Diagrama PFD de línea de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 110

Figura 3.30 Distribución de la planta de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP 111

Figura 3.31 Punto de equilibrio para la planta de refinación de ACU y ARP 115

x

ÍNDICE DE ANEXOS

PÁGINA

ANEXO I Determinación de los balances de masa de las corrientes del diagrama de flujo 133

ANEXO II Cálculos para el escalado de los tanques de almacenamiento de aceite rojo de palma y aceite ozonizado 143

ANEXO III Cálculos para el escalado del tanque de clarificación para el aceite comestible usado 147

ANEXO IV Cálculos para el escalado de los tanques agitados de dilución de salmuera, lavado con salmuera y decoloración con carbón activado 153

ANEXO V Cálculos para el escalado de la columna de ozonificación para el aceite comestible usado 163

ANEXO VI Diagrama esquemático del filtro prensa 165

ANEXO VII Cálculos de pérdidas por fricción y accesorios para el detalle de tuberías y bombas 166

ANEXO VIII Costos de inversión para la implementación de la planta de refinación y blanqueamiento de ACU y AR 173

ANEXO IX Indicadores económicos 176

xi

RESUMEN

El principal objetivo de esta investigación fue diseñar una planta de refinación y

blanqueamiento de aceite comestible usado y aceite rojo de palma. Para cumplir

con este objetivo se inició con la caracterización física y química de la materia

prima, de acuerdo con las normas ISO e INEN, correspondientes al Índice de

acidez, de saponificación, color y contenido de impurezas insolubles. El aceite

comestible usado incumplía con los parámetros analizados, puesto que presentaba

valores que superaban la normativa, mientras que el aceite rojo de palma cumplió

en casi todos, menos en el contenido de impurezas insolubles, cuyo valor fue 40

veces mayor el valor norma.

Se compararon tres procesos de purificación para el aceite comestible usado, el

primero consistió en: calentamiento-lavado con salmuera-sedimentación-filtración,

el segundo solamente sedimentación y el tercero en lavado con salmuera–

sedimentación–filtración. Mediante el análisis del diseño experimental se

compararon los resultados obtenidos de cada parámetro de calidad para

seleccionar el mejor proceso de purificación, que fue el tercero.

Como segunda etapa se determinó el mejor proceso de blanqueamiento para los

dos aceites, entre tres métodos de decoloración: la ozonización, la adsorción con

carbón activado y el blanqueamiento con peróxido de hidrógeno. Con base en

pruebas preliminares se procedió a realizar un diseño experimental con tres

variables de salida para la ozonización del aceite comestible usado mientras que

para el aceite rojo fueron dos variables.

Luego del análisis estadístico se demostró que la temperatura de ozonización no

influía de manera significativa en la remoción de color (absorbancia a 540 nm) del

aceite ozonizado, a diferencia de la temperatura de post-tratamiento, donde los

mejores resultados de decoloración se presentaron cuando la temperatura fue de

60 ºC. Además, se determinó que la dosis de ozono que presentó el mayor

porcentaje de decoloración fue de 0,1946 mol/L.

xii

A continuación, se compararon los resultados de remoción de color (absorbancia),

de cada proceso de blanqueamiento para el aceite comestible usado y se determinó

como mejor tratamiento a la ozonización, puesto que presentó un porcentaje de

decoloración igual a 24,39, el mayor con respecto a los dos tratamientos, además

se observó que los valores de absorbancia del aceite luego de pasar por el proceso

de decoloración con carbón activado presentó un valor negativo, debido a que el

carbón no se impregnó y quedó en suspensión en el aceite.

En lo que respecta al aceite rojo, luego de comparar los tres procesos de

decoloración se obtuvo como mejor tratamiento la adsorción en carbón activado

con una relación de aceite: carbón activado de 25:1, para disminuir en un 90,48 %

de color al aceite rojo con respecto al aceite sin tratar.

Finalmente, se diseñó la planta con los mejores procesos, para una capacidad de

1 250 t/año de aceite comestible usado y 1 500 t/año de aceite rojo. Se consideraron

las operaciones unitarias de sedimentación, mezcla, filtración, ozonización y

adsorción. Además, se realizó los diagramas BFD, PFD, Ganntt y Lay Out y se

realizó el dimensionamiento y selección de los tanques de clarificación, filtros

prensa, tanques agitados, bombas y tanques enchaquetados.

La tasa interna de retorno (TIR) para este estudio fue del 6 %, mientras que el valor

actual neto (VAN) fue de $ 461 429,04. Estos indicadores señalan que la propuesta

planteada sería económicamente viable.

xiii

INTRODUCCIÓN

El aceite vegetal comestible es un producto de consumo masivo, se lo obtiene de

la palma africana (Elaeis guineensis) y se encuentra ampliamente distribuido y se

utiliza en la preparación, tanto doméstica como industrial, de diversos alimentos.

Sin embargo, una inadecuada disposición del aceite usado significa, actualmente,

un serio problema de contaminación ambiental; de hecho, se conoce que, por

ejemplo, un litro de este residuo puede contaminar un millón de litros de agua

(Restrepo, 2012, p. 117).

Además, el agua es el recurso más afectado por esta contaminación porque cuando

el aceite entra en contacto con ella, se forma una película superficial que disminuye

el intercambio de oxígeno e incrementa la mortalidad de los seres vivos del

ecosistema acuático (Bureau Veritas, 2008, p. 210). Por estas razones, es

necesario buscar alternativas innovadoras que permitan disminuir los riesgos de

contaminación.

En Ecuador existen más de 8 000 locales de comida rápida, los cuales se

concentran en Quito y Guayaquil, más del 50 % de la población ecuatoriana

consume este tipo de alimento (Castellanos, 2013, p. 18). Si se relaciona la

cantidad total de aceite de palma que se produce en el Ecuador y el consumo de

aceite vegetal comestible, se encuentra que un 41,35 % de la producción total se

destina al consumo nacional, de la cual tan solo el 1,23 % tiene una disposición

final adecuada; el resto es desechado a alcantarillas o cuerpos de agua (INEC,

2013).

En Quito se generan alrededor de 303 t de aceite usado cada año, de las cuales

solo el 10 % es entregado a gestores ambientales (Secretaria de Ambiente MDMQ,

2011), quienes destinan el aceite comestible usado a la producción de alimentos

balanceados para animales, sin considerar la acumulación de los productos finales

de la peroxidación lipídica de este desecho, que son aldehídos, cetonas,

hidrocarburos, etc. Estos productos están relacionados con daños en los tejidos

biológicos, la presencia de enfermedades degenerativas y la disminución de la

xiv

velocidad de crecimiento y del peso en los animales que los ingieren (Delgado,

2004, p. 36). En el Distrito Metropolitano de Quito está vigente la Ordenanza

Metropolitana número 404, que prohíbe descargar este desecho en cuerpos de

agua o infiltrarlo al suelo. Entonces, es necesario dar una disposición final

adecuada a los aceites comestibles usados, que no genere problemas de salud ni

para al medio ambiente.

Este proyecto analiza la opción de dar valor agregado al aceite comestible usado

que, de acuerdo con el Ministerio del Ambiente del Ecuador (MAE), es considerado

un desecho peligroso por su alto impacto ambiental sobre el recurso agua y, por

tanto, al fabricar un producto a partir de aceite comestible usado y de aceite rojo de

palma (subproducto de la refinación del aceite), podría ser comercializado a un

costo razonable. Por tanto, es importante que los procesos de refinación y

blanqueamiento de cada aceite permitan elaborar un producto de buena calidad.

El aceite comestible usado presenta un color marrón negruzco y tiene un fuerte

sabor y olor característicos, además contiene ácidos grasos libres, triglicéridos,

fosfolípidos, tocoferoles, esteroles, hidratos de carbono, hidrocarburos y otros

pigmentos (Watt, 2013, p. 207).

Uno de los parámetros más importantes en la calidad del aceite como materia prima

para la elaboración de productos es el color, puesto que se ha comprobado que, si

la materia colorante no se elimina, al momento que esta entra en contacto con álcali

cáustico, da como resultado que la pigmentación inicial del aceite se vuelva a

presentar en el producto final (Watt, 2013, p. 208), por tanto, es necesario remover

los pigmentos de las materias primas.

El presente trabajo propone el diseño de una planta de refinación y blanqueamiento

de aceite comestible usado y aceite rojo de palma. El diseño está orientado a la

denominada producción más limpia, la cual busca eliminar, en lo posible, todo tipo

de efluentes y desechos. El uso de ozono como agente de blanqueo del aceite

aporta al cuidado del medio ambiente, debido a que después de oxidar al

contaminante, no genera ningún residuo (Seminario, Acuña y Williams, 2007).

1

1. REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA

1.1 ACEITE DE PALMA

1.1.1. GENERALIDADES

El aceite de palma se extrae del mesocarpio del fruto de la palma africana (Elaeis

guineensis), a través de procesos mecánicos. Este aceite está constituido por una

mezcla de ésteres de glicerol o triglicéridos, y es una fuente natural de carotenos y

vitamina A (Rincón y Martínez, 2009, p. 12).

Por su composición en ácidos grasos saturados e insaturados y su aporte

nutricional, el aceite de palma es empleado en la elaboración de mezclas de aceites

y margarinas para mesa y cocina, grasas de repostería y confitería, entre otras

(Rincón y Martínez, 2009, p. 12).

En el Ecuador, la superficie de cosecha de este fruto se encuentra en alrededor de

199 000 ha, de acuerdo con la encuesta del año 2012 realizada por el INEC. En la

Figura 1.1 se muestran las partes del fruto y la palma africana que se cosecha en

el país (MAGAP, 2013, p. 2).

Figura 1.1 Palma africana con su correspondiente fruto y sus partes (Darby, 2014, p.7)

Endocarpio

Mesocarpio

Núcleo

2

1.1.2. PRODUCCION Y CONSUMO

De acuerdo con las estadísticas que se presentan en la base de datos del Mundi

Index (2014), la producción mundial de aceite de palma para el año 2014 fue de

alrededor de 62 millones de toneladas (p. 1).

En la Figura 1.2 se muestra la producción de aceite de palma por país, donde

Ecuador se encuentra en el séptimo lugar de los mayores productores a nivel

mundial.

Figura 1.2 Producción global de aceite de palma para el año 2014 (Departamento de Agricultura de Estados Unidos, 2014)

Se conoce que entre el año 2000 y el 2012, la producción de este aceite registró un

crecimiento de 141 %, al pasar de 22 millones de toneladas en el año 2000 a 54

millones de toneladas en el 2012, con una tasa de crecimiento anual promedio de

7,77 %. (MAGAP, 2013, p.1).

Por sus características físicas y químicas, el aceite de palma se ha empezado a

utilizar como materia prima en otros campos, como el de los combustibles,

detergentes, cosméticos, plásticos, farmacéuticos, entre otros, puesto que cumple

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

Ind

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Pro

du

cció

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10

00

t]

Pais

3

con las especificaciones de productos requeridas en estos sectores (Rincón y

Martínez, 2009, p. 12).

Según el MAGAP (2013), entre el año 2000 y el 2012, la producción nacional de

palma africana en el Ecuador aumentó, debido principalmente a la creciente

demanda internacional de este producto y al incremento en los precios

internacionales (p. 2), mientras que para el año 2014 se registró una producción de

575 000 toneladas como se muestra en la Figura 1.3 (MAGAP, 2013, p. 3).

Figura 1.3 Producción anual de aceite de palma en el Ecuador (MAGAP, 2013, p. 3)

En el Ecuador, la cantidad de aceite de palma que se consume internamente se ha

incrementado desde el año de 1993 al 2014 en un 41,20 % (FEDEPAL, 2014, p. 1),

un valor similar al porcentaje de crecimiento poblacional, que se encuentra

alrededor del 40,4 % (INEC, 2010, p. 11).

En la Figura 1.2 se muestran los valores de consumo, exportación y producción del

aceite de palma en el Ecuador entre el año 1993 y el 2014.

0

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700

1966 1971 1976 1981 1986 1991 1996 2001 2006 2011

Pro

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lad

as]

Año

4

Figura 1.4 Consumo, exportación y producción del aceite de palma en el Ecuador (FEDEPAL, 2014, p. 1)

1.1.3. PRODUCTOS

El aceite de palma se encuentra compuesto por ácidos grasos insaturados como el

oleico y el linoleico, en una composición de 36 – 44 % y 9 – 12 %, respectivamente.

Este aceite también posee los ácidos grasos saturados palmítico y esteárico en un

porcentaje de alrededor de 39,3 - 47,5 y 3,5 – 6,0 respectivamente (Rincón y

Martínez, 2009, p. 12).

El proceso de extracción del aceite de palma ha evolucionado de modo que, en la

actualidad, es posible obtener un producto de alta calidad. Se pueden eliminar los

componentes del aceite que perjudican el sabor, la estabilidad, el aspecto y el valor

nutritivo.

Sin embargo, el proceso conserva, en lo posible, los tocoferoles y evita cambios

químicos en los triglicéridos, lo que favorece la conservación de las propiedades

que debe cumplir como materia prima para la elaboración de ciertos productos

(FAO, 2015, p. 1; CENIPALMA, 2013, p. 12).

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14

Pe

so [

t]

Año

consumo

produccion

exportación

5

El procesamiento de los frutos se lleva a cabo en las plantas extractoras. Se extrae

aceite crudo, tanto de la pulpa como de las almendras o palmiste. En el proceso de

extracción, los frutos son esterilizados, desgranados y macerados, luego se obtiene

el aceite de la pulpa y se clarifica, finalmente se realiza un proceso de refinación

para reducir la humedad, blanquearlo y desodorizarlo, con el fin de obtener el aceite

comestible que usualmente se comercializa (CENIPALMA, 2013, p. 11).

En el proceso, se recuperan las almendras y demás subproductos del bagazo

resultante. De las almendras se obtienen dos productos: un aceite y una torta de

palmiste, que se utilizan como alimento para animales (CENIPALMA, 2013, p. 15;

FEDEPALMA, 2006, p. 16)

La oleína y la estearina de palma son dos productos que se obtienen al fraccionar

el aceite. La primera es líquida en climas cálidos y se puede mezclar con cualquier

aceite vegetal. La segunda es una fracción más sólida y sirve para producir grasas,

principalmente margarinas y jabones. Las propiedades de cada una de las

porciones del aceite de palma explican su variabilidad, así como sus numerosas

aplicaciones (CENIPALMA, 2013, p. 15).

Como un subproducto del proceso se tiene a la torta de palmiste, la cual es utilizada

en la producción de concentrados o como suplemento para la alimentación animal.

Las fibras de las hojas de la palma y los racimos vacíos se utilizan también en la

fabricación de láminas de aglomerado y contrachapado (CENIPALMA, 2013, p. 16).

Por sus características físicas y químicas, como el índice de saponificación y el

índice de acidez, y por su precio accesible, en el Ecuador el uso principal de este

aceite corresponde al proceso de fritura de alimentos; el aceite proporciona un

medio de transferencia de calor eficiente que está especialmente adaptado a la

transmisión de calor rápida y uniforme a la superficie de la comida que se cocina

(Maskan y Bağcı, 2003, p. 215; CENIPALMA, 2013, pp. 14-15).

En la Figura 1.5 se muestra el proceso industrial común que realizan las extractoras

de aceite para obtener aceite crudo de palma.

6

Figura 1.5 Proceso industrial de extracción de aceite crudo de palma (Departamento de Producción - Grupo Dávila y Dávila, 2015, p. 1)

Actualmente, la industria alimentaria utiliza las fracciones de oleína (líquida) y

estearina (sólida) de aceites comestibles refinados, como aditivos alimentarios para

mejorar la consistencia y el sabor (Rossi, Gianazza, Alamprese y Stanga, 2001,

p. 5).

1.1.4. ACEITE COMESTIBLE USADO

El aceite comestible usado (ACU)se genera como resultado del proceso de fritura.

En estos procesos, el alimento entra en contacto con el aceite caliente, en

presencia de aire lo que favorece la descomposición del aceite por la humedad del

alimento y se generan compuestos que se volatilizan. Además, la viscosidad del

aceite se aumenta y el aceite se torna más espeso (Turizo, 2004, p. 10).

Luego del proceso de fritura, el aceite comestible se encuentra alterado y, si se lo

vuelve a utilizar, puede afectar las características organolépticas de los alimentos.

Recepción de

fruta Pesaje

Descargue

Cocción o

Esterilización

Tusa

Digestión

Desfrutado

Agua

Prensado

Licor de Prensa Tamizado

Torta de

Prensas Pre-

clarificación

Clarificación

Lodo

Lodo

Aceite

Aire

Pesado

Secado

Despacho

7

Además, el contenido de ácidos grasos insaturados en el aceite disminuye luego

de usarlo en cada proceso de fritura (Ramírez, Ovando y Godínez, 2012, p. 2).

En otros estudios, como el realizado por Liu, Inbaraj y Chen (2007), se observaron

pérdidas importantes en los principales ácidos grasos del aceite de soya; que se

debería a que se producen moléculas oxidadas como peróxidos, cetonas, aldehídos

y alcoholes (p. 1 741).

Proceso de la fritura

La fritura es un proceso fisicoquímico complejo, en el cual el producto a freír se

sumerge en aceite a una temperatura alta, con el propósito de modificar la

superficie del mismo, lo que determina una impermeabilización y evita la pérdida

de agua de su interior (Paul, Mittal y Chinnan, 2009, p. 636; Valenzuela, Sanhueza,

Nieto, Petersen y Tavella, 2003, pp. 568-569). En el proceso de fritura existen

cuatro fases principales, las mismas que se describen a continuación.

a. Transferencia de humedad

La transferencia de humedad es la primera fase del proceso de fritura, donde la

transferencia de calor tiene lugar desde el medio de fritura a la superficie del

alimento, tan pronto como la comida se sumerge en el aceite caliente. Como

resultado, el agua de la superficie exterior de la comida se evapora y escapa hacia

el medio que lo rodea.

Esta deshidratación superficial fuerza al agua en el interior de la comida a pasar a

la superficie exterior, en la zona del alimento, el agua de difusión absorbe el calor

latente de vaporización de la capa más cercana de aceite que rodea el alimento

para formar vapor. La temperatura de la comida es de alrededor de 100 °C, incluso

cuando la temperatura del aceite de fritura es de aproximadamente 180 °C.

Además, la formación de vapor en la superficie de la comida evita que el aceite

8

penetre en el interior y que la comida se queme o carbonice en esta etapa. Por lo

que la temperatura del aceite no interfiere directamente en el daño térmico de los

materiales de los alimentos con alto contenido de humedad.

A medida que el interior del alimento se calienta gradualmente, algunos de los

lípidos presentes en el mismo se funden y fluyen hacia fuera, pequeñas cantidades

de materiales alimenticios licuados también fluyen hacia fuera de los alimentos en

el aceite.

b. Transferencia de aceite

La siguiente fase en el proceso de fritura es la transferencia de aceite, una vez que

el agua sale a través de los capilares, el aceite caliente comienza a entrar en los

mismos poros abiertos y capilares, la tasa de entrada de aceite en los alimentos es

una función de la viscosidad y la tensión superficial del aceite. Estudios anteriores

muestran que la penetración del aceite se inicia solo después que

aproximadamente el 60 % del contenido de humedad se evapora.

Por lo tanto, el aceite caliente actúa sobre el interior del material alimenticio solo

por un corto tiempo, y el tiempo real de contacto del aceite con la superficie del

alimento es solo alrededor del 10 % del tiempo total de inmersión de la comida,

cuando la fritura se realiza con nuevo aceite.

c. Formación de la corteza

La zona exterior de la comida frita consiste en la corteza, esta superficie contribuye

al impacto visual inicial y generalmente tiene un color marrón, resultado del

pardeamiento de la reacción de Maillard. El tiempo de contacto y la temperatura de

fritura, en combinación con la composición química de los alimentos influyen en el

grado de pardeamiento.

9

La formación de la corteza, que es una de las características más apetecibles de la

comida frita, está influenciada por la cinética de absorción del aceite.

El calor del medio de fritura conduce el agua capilar desde el alimento y produce la

deshidratación, que causa la formación de la corteza con numerosas cavidades,

poros y forma una superficie más grande. El medio de fritura luego comienza a

difundirse en los capilares y poros en la corteza y el fenómeno de la formación de

la corteza se puede observar durante un tiempo entre 3 y 6 min, la mayoría del

aceite absorbido se localiza en la corteza y la zona exterior del producto frito

d. Cocción del interior

En la fase final de la cocción, la zona interior húmeda o el núcleo se cocina. El

núcleo no puede ser observado en productos delgados como las papas fritas,

debido a la superposición de cortezas de ambos lados. La cocción del núcleo se da

principalmente debido a la penetración del calor en lugar de la penetración o

absorción de aceite. La Figura 1.6 muestra la estructura de la sección transversal

de un producto típico de alimentos fritos.

Figura 1.6 Estructura de la sección transversal de un alimento frito (Paul et al., 2009, p. 637).

superficie

núcleo

costra

Evaporación del agua

Absorción de aceite

10

La mayoría de procesos de fritura se realizan a temperaturas entre 175 y 195 ºC,

aunque en algunos países como Alemania, las regulaciones señalan que estas

temperaturas deben encontrarse por debajo de los 165 ºC, para limitar la formación

de acrilamidas; estas sustancias, de acuerdo con la Agencia Internacional de

Investigación sobre Cáncer (IARC), han sido clasificadas como “probable

carcinogénico para humanos” (Aladedunye y Przybylski, 2009, p. 149; Masson et

al., 2007, pp. 2-3).

Cuando las sustancias que forman parte de los alimentos, como azúcares, almidón,

proteínas, fosfatos, compuestos de azufre y trazas de metales, entran en contacto

con el aceite en el proceso de fritura, se acumulan, reaccionan y causan el

oscurecimiento del aceite (Aladedunye y Przybylski, 2009, pp. 149-150).

Cambios físicos y químicos en el aceite

Los aceites comestibles están constituidos por alrededor del 96 al 99 % de

triglicéridos. Durante la fritura, el aceite está expuesto a temperaturas elevadas del

orden de 160 a 180 °C, en presencia de aire y humedad. Como resultado, cientos

de reacciones químicas complejas tienen lugar en el aceite y se forma una

diversidad de compuestos (Paul et al., 2009, p. 640).

La formación y acumulación de productos no volátiles produce cambios físicos en

el aceite, tales como el incremento de la viscosidad, oscurecimiento y formación de

espuma y cambios químicos tales como aumento de ácidos grasos libres e

incremento en el índice de saponificación, además disminución del valor de

insaturación y formación de productos de alto peso molecular (Maskan y Bağcı,

2003, p. 217; Kulkarni y Dalai, 2006, p. 2 902).

Se han identificado 400 compuestos químicos diferentes en los aceites de fritura

usados (Paul et al., 2009, p. 640). Se conoce que el aceite atraviesa tres tipos

principales de alteraciones: la hidrolítica, causada por la humedad; la oxidativa,

11

causada por el oxígeno, y la térmica, causada por el calor (Aladedunye y Przybylski,

2009, p. 149).

a. Alteración hidrolítica

La alteración hidrolítica o lipólisis consiste en el fraccionamiento de los enlaces

ésteres entre los hidróxilos del glicerol y los ácidos grasos, característico de los

triacilgliceroles. Esta reacción puede ser catalizada por los ácidos, las temperaturas

elevadas o las enzimas lipasas, estas enzimas solo pueden actuar en las interfases

agua-lípido de las micelas lipídicas (Gutiérrez, 2000, p.296).

Durante la fritura, una cantidad considerable de la humedad de los alimentos

escapa en forma de vapor y entra en contacto con el aceite. A elevadas

temperaturas de fritura, este vapor participa en reacciones de hidrólisis con los

triglicéridos, para formar ácidos grasos libres, monoglicéridos, diglicéridos, glicerol,

metil-cetonas y lactonas en cantidades reducidas (Pérez Granados, Vaquero y

Navarro, 2004, pp. 307-308). En la Figura 1.7 se muestra la reacción general de la

hidrólisis entre un triglicérido y el agua.

Figura 1.7 Reacción de hidrólisis de un triglicérido con el agua (Pérez Granados, et al., 2004, pp. 308)

La estructura química de tres de los posibles compuestos, productos de la reacción

de hidrólisis se muestran en la Figura 1.8.

Triglicérido Glicerina Ácidos grasos

12

Figura 1.8 Estructura química de: a) metil - cetona b) γ- Lactona) c) δ- Lactona (Hernández, Santamaría y Ríos, 2009, p.4)

Los ácidos grasos libres aumentan el índice de acidez del aceite, mientras que en

menor cantidad la formación de metil-cetonas y lactonas pueden producir aromas

desagradables, los ácidos grasos de cadena media y corta (menores a 16

carbonos) son más volátiles y algunos de ellos pueden producir olores y sabores

indeseables (Badui Dergal. y Pedroza Islas, 2012, p. 34)

b. Alteración Oxidativa

La mayoría de los productos de descomposición se forman por las reacciones en

cadena de radicales libres. La velocidad de estas reacciones aumenta con mayores

concentraciones de oxígeno y radicales (Paul et al., 2009, p. 642). Esta alteración

tiene como consecuencias las variaciones en el aroma y sabor (enranciamiento),

en el color, la pérdida de determinados nutrientes y la formación de substancias

potencialmente nocivas (Choe y Min, 2006, p. 170).

La forma principal de oxidación de los lípidos se produce mediante una reacción de

propagación en cadena de radicales libres, en la que a partir de ácidos grasos libres

o que forman parte de lípidos más complejos, con el oxígeno se van formando

hidroperóxidos, mediante tres etapas de reacción. En la Figura 1.9 se muestran las

etapas antes mencionadas.

Entre los compuestos que más fácilmente sufren la oxidación se encuentran los

lípidos y, concretamente, los ácidos grasos insaturados. Cualquier molécula con

suficiente reactividad puede sustraer el átomo de hidrógeno del grupo metileno

a) b) c)

C

O

CH3 R O

O

O

O

13

adyacente al doble enlace del ácido graso, y formar hidroperóxidos muy reactivos

y de características organolépticas indeseables, generalmente asociados al

proceso de enranciamiento, y algunas veces tóxicos (Dáaz-Ambrona, 2004, p. 122).

Figura 1.9 Etapas de la reacción de oxidación de un lípido con el oxígeno (Choe y Min, 2006, p. 170)

Los hidroperóxidos son los responsables de la oxidación y propagación de

reacciones en cadena y por polimerización dan lugar a compuestos de color oscuro

(Dáaz-Ambrona, 2004, p. 122) A las altas temperaturas del proceso de fritura, el

oxígeno atmosférico reacciona con las moléculas de la superficie del aceite, y causa

alteraciones oxidativas. La oxidación produce hidroperóxidos, los cuales además

pueden sufrir tres tipos principales de degradación y se muestran en la Tabla 1.1

(Paul et al., 2009, p. 640):

Tabla 1.1 Principales tipos de degradación de los hidroperóxidos

Tipo de alteración

Fisión Deshidratación Formación de radicales libres

Productos

Alcoholes

Aldehídos

Ácidos

Hidrocarburos

Cetonas

Monómeros oxidados

Dímeros

Polímeros oxidativos

Trímeros

Epóxidos

(Paul et al., 2009, p. 642)

Iniciación

Propagación

Terminación

14

c. Alteración térmica

La alteración térmica se debe al calor generado en el proceso de fritura y da lugar

a monómeros cíclicos, dímeros y polímeros, mediante un complejo mecanismo de

polimerización. Las moléculas de los polímeros están formadas por enlaces

carbono-carbono y/o carbono-oxígeno entre varios ácidos grasos.

Los monómeros cíclicos, que son potencialmente dañinos, se originan a partir de la

ciclación intramolecular de los ácidos grasos C18 poli-insaturados. En el estudio

realizado por Paul et al. (2009) se detalla que Blumenthal (1991) informa que la

mayoría de los ácidos cíclicos se forman debido a la carbonización del aceite en las

superficies que se mantienen a altas temperaturas (p. 643). En la Figura 1.10 se

muestran los cambios que sufre una grasa durante el proceso de fritura.

Figura 1.10 Cambios de la grasa durante la fritura

(Paul et al., 2009, p. 643)

15

Por lo general, una mayor cantidad de monómeros cíclicos se forma en aceites con

un contenido más alto de ácido linoleico. Los dímeros se forman en la primera etapa

de polimerización. Con la polimerización adicional, se forman moléculas de altos

pesos moleculares (Paul et al., 2009, p. 642).

Las propiedades cromógenas pueden reducirse también por oxidación, no

obstante, únicamente se consigue un grado apreciable de blanqueo cuando la

oxidación ha progresado hasta el punto de producir el enranciamiento del aceite o

acercarse mucho a él, lo cual es indeseable (Bailey, 2001, pp. 26-27).

Los tocoferoles son un importante tipo de antioxidantes, de distribución casi

universal, idénticos a la vitamina E. Como otros antioxidantes, los tocoferoles se

oxidan fácilmente. Una suave oxidación de un tocoferol abre el heterociclo, dando

como resultado el compuesto conocido como tocoquinona, que no es antioxidante

(Bailey, 2001, pp. 26-27). En la Figura 1.11 se muestra la estructura molecular de

los compuestos α-tocoferol y α-tocoquinona.

Figura 1.11 Estructura molecular del a) α-tocoferol y b) α-tocoquinona

Una oxidación moderada, ordinariamente, oscurece los aceites vegetales; se ha

demostrado que esto se debe a la producción de croma-5,6-quinona, a partir de un

CH3

CH3

CH3

O

O

CH3

OH

CH3

CH3

CH3

OH

O

CH3

CH3

CH3

CH3CH3 CH3

CH3

CH3

H2

H2

a)

b)

16

producto incoloro como el -tocoferol, sin que en este proceso químico intervengan

los carotenoides (Bailey, 2001, pp. 26-27).

En condiciones suaves de oxidación, el -tocoferol, a diferencia del α- o β-tocoferol,

se transforma parcialmente en croma-5,6-quinona. Este compuesto es de gran

interés en la tecnología de los aceites por su tinte rojo oscuro, que es lo

suficientemente intenso como para provocar un nocivo aumento del color rojo

amarillento de los aceites vegetales comestibles parcialmente oxidados. La croma-

5,6-quinona posee débiles propiedades antioxidantes (Bailey, 2001, pp. 26-27). En

la Figura 1.12 se muestra la estructura molecular de la croma-5,6-quinona.

Figura 1.12 Estructura molecular de croma-5, 6-quinona (Bailey, 2001, p. 26)

De acuerdo con estudios realizados en el aceite de palma, los carotenoides,

aparentemente, no vuelven a tomar color después de la oxidación, debido a que

estos compuestos son fácilmente adsorbidos por las tierras decolorantes y por el

carbón activado; por consiguiente, el color de un aceite pigmentado únicamente por

estos compuestos se puede disminuir hasta el valor deseado, mediante un

tratamiento con adsorbentes de suficiente intensidad (Bailey, 2001, pp. 26-27).

Problemática medioambiental

Como se menciona en la sección 1.1.2, la producción de aceite de palma mundial

y en el Ecuador ha incrementado considerablemente, así como su consumo en el

área alimenticia, lo cual incide en un incremento de la cantidad de aceite usado que

O

O

O

CH3

CH3

CH3

CH3 CH3

CH3

CH3

H2

H2

17

se genera. De acuerdo con el Ministerio de Medio Ambiente del Ecuador (MAE),

este residuo es catalogado como un desecho peligroso. Los establecimientos que

generan este desecho en una alta cantidad deben entregar el aceite usado a un

gestor ambiental para que se le dé una correcta disposición final.

Según el censo realizado en el año 2013, la mayoría de la población ecuatoriana

que consume aceite de palma, luego de utilizarlo en el proceso de fritura, lo

deshecha en la basura (INEC, 2013). En la Figura 1.13 se muestra el porcentaje

correspondiente a cada forma de disposición final que dan los ecuatorianos a este

residuo.

Tan solo el 1 % lo recolecta y lo deposita en centros de acopio; por tanto, se

evidencia que la contaminación por este tipo de desecho es considerable, si se

analizan las cifras de consumo a nivel nacional.

Figura 1.13 Estadística de disposición final del ACU en el Ecuador para el año 2013 (INEC, 2013)

En la lista de gestores ambientales registrados en el MAE existe solo uno

autorizado para realizar la recolección de este residuo a gran escala, mientras que

en la Secretaria del Distrito Metropolitano Quito, ciudad donde la legislación

ambiental es más estricta que en el resto del país, se encuentran autorizadas más

de 20 personas como gestores ambientales, la mayoría de las cuales, luego de

1%

29%

48%

14%

1%1%

6%

Recolectó y dejó en

centros de acopio

Depositó en lavabo,

desgue, etc

Depositó con el resto de

la basura

Arrojó en la tierra

Enterró

18

recolectar el ACU, lo emplean, como alimento para cerdos o lo venden como

alimento para animales.

Esta disposición final es incorrecta debido a que, durante la fritura, se forman

muchos compuestos nocivos y, si este residuo se utiliza como aditivo para la

alimentación de animales, podría dar lugar a la entrada de dichos compuestos en

la cadena alimenticia (Pérez Granados, et al., 2004, pp. 307-308)

Por lo tanto, el aceite de cocina usado debe eliminarse de manera segura o ser

utilizado de una forma que no sea perjudicial para los seres humanos. En otros

países ya se han tomado las debidas precauciones, como es el caso de la Unión

Europea (UE), donde se ha impuesto una prohibición para alimentar con mezclas

de aceites comestibles usados a los animales desde el año 2002 (Kulkarni y Dalai,

2006, p. 2 901).

Ejemplos de productos a partir de ACU y ARP

Luego de que se eliminen las impurezas que puedan contener los aceites

procedentes de los procesos de fritura, pueden ser utilizados como materia prima

en procesos de transformación química y se puede obtener una gama de productos

con aplicación en la industria cosmética, farmacéutica, de lubricantes, fluidos

hidráulicos, surfactantes o emulsiones (Castells, 2012, p.227)

El ACU puede ser destinado a la fabricación de jabón o, a su vez, mediante un

proceso de concentración de ácidos grasos, puede ser empleado en varias

aplicaciones, que se muestran en la Tabla 1.2.

A continuación, se indican algunas características que debe tener el aceite que se

emplea para la elaboración de estos productos.

19

Tabla 1.2 Aplicación del aceite en función de su composición de ácidos grasos en las diferentes áreas industriales

Aplicación

C (

22:0

)

C (

22:1

)

C (

18:0

)

C (

18:1

)

C (

16:0

)

C (

14:0

)

C (

12:0

)

C (

10:0

)

C (

8:0)

Jabones y tensoactivos x x x x

Cosméticos x x x x x x x

Productos farmacéuticos x x x x x

Productos textiles x x x x

Pinturas y barnices x x x x

Caucho x x x x x

Velas y ceras x x x

Desinfectantes e insecticidas x x x

Plásticos x x x x x x

Papelería x x

Lubricantes x x

Emulgentes, agentes de flotación

x x x x x x x

C(22:0) ácido behénico

C(22:1) ácido erúcico

C(18:0) ácido esteárico

C(18:1) ácido oleico

C(16:0) ácido palmítico

C(14:0) ácido mistírico

C(12:0) ácido láurico

C(10:0) ácido decanoico

C(8:0) ácido octanoico

(Castells, 2012, p.228)

a. Jabón de tocador

El índice de saponificación del aceite debe concentrarse en alrededor de 216 y no

debe ser obscuro, con el fin de obtener un jabón de color adecuado.

b. Jabón de lavar

Se pueden utilizar materias primas de colores diversos y el índice de saponificación

puede ser superior a 216.

20

1.1.5. ACEITE ROJO DE PALMA

El aceite rojo de palma (ARP) corresponde al aceite crudo y presenta una gran

cantidad de carotenos, los cuales le otorgan un color rojo-anaranjado. En la

refinación convencional, los carotenos son eliminados, con el fin de obtener un tono

amarillo dorado en el aceite al finalizar la refinación (Nagendran, Unnithan, Choo y

Sundram, 2000, p. 189). La concentración de carotenos en el ARP) se encuentra

alrededor de 500 a 700 ppm.

Además de carotenos, este aceite contiene otros componentes en menor

proporción, como los tocoferoles y tocotrienoles, esteroles, fosfolípidos, escualeno

e hidrocarburos triterpénicos y alifáticos. Entre estos componentes, los

carotenoides, tocoferoles y tocotrienoles son los más importantes debido a que

contribuyen a la estabilidad y a las propiedades nutritivas del aceite de palma (Oot,

Choo, Yap y Ma, 2001, p. 62).

Estructuralmente, los carotenoides están constituidos por cadenas de

hidrocarburos altamente insaturados, o grupos isopreno, unidos en diferentes

configuraciones cíclicas y acíclicas. En la Figura 1.15 se muestra la estructura del

β-caroteno. En la Tabla 1.3 se muestran los componentes no triglicéridos del ARP,

con sus respectivos rangos de concentración.

Figura 1.14 Estructura molecular del β-caroteno (Gallego, 2007, p. 37)

CH3CH3

CH3

CH3 CH3

CH3 CH3

CH3

CH3 CH3

21

Tabla 1.3 Componentes menores en el aceite de palma

Componentes Contenido (ppm)

Carotenoides 500 - 700

Tocoferoles y tocotrienoles 600 – 1 000

Alcohol triterpeno 40 - 80

Esteroles de metilo 40 - 80

Hidrocarburos alifáticos 50

Esteroles 326 – 527

Fosfolípidos 5 – 130

Escualeno 200 – 500

Alcohol alifático 100 – 200

(Oot et al., 2001, p. 62)

1.2 PROCESOS DE REFINACIÓN Y BLANQUEAMIENTO DE

ACEITES

1.2.1. PROCESO DE REFINACIÓN

La refinación del aceite es un proceso en el que se eliminan los fosfolípidos,

pigmentos, sabores extraños, ácidos grasos libres y otras impurezas. Este proceso

comprende los subprocesos de desgomado, neutralización, blanqueo y

desodorización (Nagendran et al., 2000, p. 189).

El proceso de refinación que se utiliza comúnmente en el sector industrial se

muestra en la Figura 1.15.

El refinado puede hacerse según técnicas físicas, químicas o de una manera

combinada. Las características del aceite determinan el tipo de técnica que se

requiere utilizar: así, si este no presenta una gran cantidad de impurezas se podrá

22

Fig

ura

1.1

5 P

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23

refinar con métodos físicos, pero si tiene índice de acidez grande, es mejor utilizar

métodos químicos.

La combinación de ambas técnicas es utilizada cuando se tiene un aceite con una

acidez muy elevada pero no muchos defectos; en este caso se puede eliminar la

acidez con métodos químicos y continuar la rectificación con métodos físicos

(González, 2014, pp. 9-10).

La principal diferencia entre el refinado físico y el químico es que en el proceso

químico se eliminan los ácidos grasos libres y las demás impurezas del aceite

tratándolo con una disolución alcalina que los neutraliza, mientras que en el

refinado físico, esta etapa se sustituye por una de destilación que además

desodoriza el aceite, con el ahorro de la correspondiente etapa de desodorización

y las sucesivas etapas de separación de fases que requiere el método químico

(González, 2014, pp. 9-10).

Refinación física

La refinación física es un método, por medio del cual, los ácidos grasos libres se

eliminan por el proceso de destilación. El proceso de refinación física se utiliza para

los aceites y grasas con alto contenido de ácidos grasos libres. La refinación física

presenta las siguientes características (Nagendran et al., 2000, p. 189).

· Tiene una tasa de refinamiento alta

· Genera una menor pérdida de aceite

· No se desperdicia el agua descargada

· Es especialmente indicado para los aceites muy ácidos y los de bajo contenido

de goma

Este proceso sigue tres pasos básicos:

· Acondicionamiento ácido o desgomado avanzado

24

· Blanqueamiento

· Desacidificación y desodorización

Refinación química

La refinación química es realizada con el fin de eliminar los ácidos grasos del aceite

crudo que se extraen de las semillas. Los ácidos grasos se neutralizan con el uso

de sosa cáustica y originan jabones de sodio, los cuales se eliminan por

decantación. Los aceites neutros son entonces blanqueados y desodorizados. La

goma y el jabón producidos se separan con el uso de centrífugas (Nagendran et

al., 2000, p. 190).

Esta refinación presenta las siguientes características:

· Posee una excelente capacidad de adaptación

· Produce un aceite final consistente y estable

· Se utiliza menor cantidad de arcilla de blanqueo en comparación con el refinado

físico.

El proceso de refinado químico se utiliza para los aceites y grasas con bajo

contenido de ácidos grasos libres. Este proceso sigue tres pasos básicos:

· Neutralización

· Blanqueamiento

· Desodorización

La eliminación de residuos de jabón y de la goma en la neutralización se realiza por

el lavado con agua o el uso de una sílice adsorbente en el blanqueamiento.

Con base en lo antes expuesto, se identifican dos procesos en común en los dos

tipos de refinación, el blanqueamiento y la desodorización, por tal motivo es

necesario conocer sus principios de reacción.

25

1.2.2. PROCESOS DE BLANQUEAMIENTO

El blanqueamiento del aceite comestible es una parte del proceso de refinación,

donde se elimina contaminantes que afectan negativamente a la apariencia y el

rendimiento de los triglicéridos. Por lo general, los aceites comestibles, como el de

palma, se extraen de la plantación con impurezas y muchas de estas tienen que

ser eliminadas del aceite para alcanzar los estándares de calidad necesarios para

las aplicaciones comestibles (Brooks, Berbesi y Hodgson, 2013).

Por esta razón, este proceso es generalmente precedido por las etapas de

neutralización y desgomado, puesto que es necesario eliminar los contaminantes

perjudiciales que no se eliminan eficazmente por estos procesos. Originalmente

descrito como un proceso de mezcla de aceite y adsorbente, con el objetivo de

eliminar el color, la operación de blanqueamiento elimina eficazmente algunos de

los colores, reduce el contenido de clorofila, jabón residual, trazas de metales,

productos de oxidación, e indirectamente impactos en color de aceite desodorizado

(Brooks et al. 2013, p. 1).

El éxito o eficiencia de la operación de blanqueamiento es interdependiente de la

eficacia de los procesos anteriores, donde los contaminantes que tienen el potencial

de interferir con los mecanismos de blanqueamiento deben ser eliminados. Algunos

consideran al blanqueamiento como una "red de seguridad" del proceso de

refinación, ya que se trata de la última operación en el proceso de refinación antes

de ir a la desodorización (Brooks et al. 2013, p. 1).

Sin embargo, en el proceso de Blanqueamiento existen otros procesos que ayudan

a decolorar el aceite, donde los ácidos grasos no saturados y sus ésteres se oxidan

fácilmente, por la acción de los agentes oxidantes corrientes, incluyendo el ácido

nítrico y el crómico, el ozono, el permanganato de potasio, el peróxido de hidrógeno,

etc. Los ácidos saturados pueden oxidarse también por los mismos oxidantes,

aunque más lentamente (Bailey, 2001, p. 40).

26

Peróxido de Hidrógeno

El aceite de palma y otros aceites vegetales para la producción química y

alimentaria, necesitan ser purificados antes de usarlos. Por ejemplo, la extracción

del aceite de palma de las semillas, produce un aceite muy obscuro, debido a su

alta composición de carotenos. La oxidación del aceite con peróxido de hidrógeno,

en presencia de ácido acético o ácido fórmico, a altas temperaturas es una opción

para blanquearlo (Suess, 2010, p. 294).

Sin embargo, de forma simultánea la ruptura de los dobles enlaces de los

compuestos promotores del color se produce, lo que da como resultado que

incremente el número de oxidación del aceite. Por lo tanto, el aceite vegetal es

generalmente blanqueado por una reacción química, el blanqueamiento por

oxidación con oxígeno atmosférico o peróxido de hidrógeno es un procedimiento

establecido (Suess, 2010, p. 295).

En la industria, la decoloración se realiza, normalmente, con peróxido de hidrógeno

que se añade, ya sea durante la etapa de eliminación de gomas, con el agua de

hidratación, o en la caldera de decoloración (Bailey, 2001, p. 485). Bajo condiciones

moderadas de oxidación y, particularmente, en medio acuoso, los ácidos saturados

y sus ésteres tienden a formar ácidos polihidroxicarboxílicos. Es típica la siguiente

reacción del ácido oleico (Bailey, 2001, pp. 40):

1.1

Adsorción

La adsorción es un proceso de transferencia de masa que, en la práctica, se utiliza

para eliminar sustancias contaminantes o es decir que es el proceso por el cual

átomos o moléculas de una sustancia que se encuentra en determinada fase, son

Ácido oleico Peróxido de Hidrogeno

9:10 ácido dihidroxiesterárico

27

retenidas en la superficie de otra sustancia, que se encuentra en otra fase. Como

resultado de este proceso, se forma una capa de líquido o gas en la superficie de

una sustancia sólida o líquida. (Worch, 2012, p. 1)

La adsorción como un proceso aplicado al blanqueamiento de aceites vegetales fue

originalmente diseñada para eliminar la clorofila y pigmentos carotenoides. Sin

embargo, ahora se utiliza para adsorber otros componentes que afectan

negativamente la calidad y estabilidad del aceite. Estos incluyen los ácidos grasos

libres, fosfolípidos, peróxidos y compuestos carbonílicos (González-Tovar, Noriega-

Rodríguez, Ortega-García, Gámez-Meza y Medina-Juárez, 2005, p. 8).

En la teoría de la adsorción, se utilizan los términos básicos que se muestran en la

Figura 1.16.

Figura 1.16 Términos básicos de Adsorción (Worch, 2012, p. 1)

El material sólido que proporciona la superficie para la adsorción se conoce como

adsorbente; las especies que serán adsorbidas se nombran adsorbatos. Puesto

que la adsorción es un proceso superficial, el área de superficie es un parámetro

clave en la calidad de adsorbentes, típicamente estos son materiales altamente

porosos con áreas de superficie en el rango de entre 102 y 103 m2/g. La porosidad

que tienen estos materiales, permite la obtener grandes superficies, tales como las

superficies internas constituidas por las paredes de los poros (Worch, 2012, p. 1).

Mientras que el proceso de adsorción aplicado al blanqueamiento parece ser una

simple mezcla de adsorbente y el aceite, las reacciones químicas y físicas que se

Adsorbato

Fase Adsorbida

Adsorbente

Fase líquida

Superficie

Fase Sólida

Desorción

Adsorción

28

producen son complejas y en gran medida dependen de las variables del proceso,

es decir, niveles de humedad, temperatura, tiempo de contacto, y de vacío, la

calidad del aceite a tratar, la cantidad y las características del adsorbente y del tipo

de equipo empleado (Brooks et al. 2013, p. 1).

Durante el proceso de blanqueamiento por adsorción, se producen muchos

mecanismos diferentes que implican diversas interacciones físicas y químicas, la

mayoría de ellas, mejoran la calidad del aceite, pero algunas pueden producir

pérdidas (Brooks et al., 2013).

Existen dos tipos de fenómenos de adsorción: adsorción física o fisisorción y

adsorción química o quimisorción.

Una forma de adsorción reconocida es la que ocurre por fuerzas del tipo Van der

Waals, entre un átomo o una molécula y la superficie. En este caso no existe re-

arreglo electrónico en el sistema y sólo las fuerzas de atracción electrostáticas o

atracciones dipolares son puestas en juego. A este tipo de interacción que ocurre

sin modificación alguna de la molécula se le conoce como adsorción física o menos

frecuentemente, fisisorción (Suárez, 2002, p. 65, 66).

La quimisorción corresponde a una interacción de tipo químico, en la que los

electrones de enlace entre el líquido y el sólido experimentan un reordenamiento y

los orbitales respectivos, cambian de forma o grado de ocupación, de modo

semejante a una reacción química (Suárez, 2002, p. 66).

En la quimisorción, los nuevos enlaces formados en la superficie metálica son

siempre en alguna medida polares debido a la diferencia de electronegatividad

entre los átomos. Esto produce un cambio en el número de electrones de

conducción en el sólido, lo cual puede ser fácilmente puesto en evidencia a través

de medidas de conductividad eléctrica (Suárez, 2002, p. 66). En la Figura 1.17 se

muestran los dos tipos de adsorción.

29

Figura 1.17 Proceso de adsorción a) químico y b) fisico (Tran, Killops, y Campos, 2013, p. 6582)

Ozonización

Otro método, menos conocido, para obtener resultados de blanqueamiento de

aceites es la aplicación de ozono. Aunque anteriormente no se disponía de

suficiente información, en la actualidad se han realizado estudios que han permitido

estudiar la ozonización de sustancias mediante modelos que utilizan compuestos

que tienen estructuras muy similares a las de los triglicéridos de los aceites

vegetales, como es el oleato de metilo y el linoleato de metilo (Díaz et al., 2005, p.

247).

El mecanismo de esta reacción fue expuesto por primera vez por Rudolf Criegee

en el año de 1975, el cual se encuentra vigente hasta la actualidad, para la reacción

de los compuestos insaturados con ozono y se lo conoce como Método de Criegee

(Gómez, 2010, p. 4). El concepto más importante de este mecanismo radica,

precisamente, en la posibilidad de explicar la formación de los productos

peroxídicos de la ozonólisis de los compuestos insaturados, a partir de un único

intermediario, el zwitterion de Criegee u óxido de carbonilo (Gómez, 2010, pp. 4-6.)

Cuando el ozono reacciona con los aceites vegetales, interactúa con los dobles

enlaces de los compuestos presentes en el aceite a través del mecanismo de

Criegee, que se muestra en la Figura 1.18.

Enlaces reactivos

Moléculas de contaminantes

a) b)

30

Figura 1.18 Mecanismo de Criegee (Oliveira y Wosch, 2012, p. 1483)

Se obtiene una mezcla compleja de compuestos como peróxidos, ozónidos,

aldehídos, ácidos carboxílicos y compuestos poliméricos, entre otros. Este

mecanismo permite identificar tres pasos que, de acuerdo con la terminología de

Huisgen, son reacciones 1,3-dipolares; debido a que la ozonólisis no puede

proceder como una reacción de un solo paso (Lozano et al. 2005, p. 2).

Las reacciones que se producen en este proceso son las siguientes:

· Reacción A: Formación de un ozónido primario

· Reacción B: Descomposición del ozónido primario en el compuesto carbonilo (A)

y óxido de carbonilo (B)

RCH CHR1 + O3

RR1

OO

OC

+O O

-R

H+ CR1

O

H

O

O O

HH

R1 R

O

RC

H

OH

OHCR

O

H

+ H2O2

1,2,3,-trioxolanoOxido carbonilo

Cis y Trans ozonido de Criegee

Hidroxihidroperóxido

OH2

[1.1] +CH2 CH2 O3O

OO

CH3

CH3CH3

CH3

OO

OCH3

CH3CH3

CH3O

R

H

+ O+

H

R'

O-

[1.2]

(A) (B)

31

· Reacción C: La adición del óxido de carbonilo al carbonilo para formar los

ozónidos

Algunos de los elementos que se forman, luego de la reacción de ozonólisis, se

muestran en la Tabla 1.4

Tabla 1.4 Estructuras moleculares de los compuestos formados luego de la reacción de ozonólisis

Ozónidos

OH

HH O

O O OCH3 H

O

O

OH

O

OCH3

OHHO

O O

O

O O

H

OCH3 Hidroperóxidos

H

HOO

OH

H

HOO

OH

OH

H

O

OCH3HOO Aldehídos

O

H

O

H

O

R

H+ O

+

H

R'

O-

O

O

O

CH3

R' R

CH3

[1.3]

32

1.2.3. PROCESOS PREVIOS AL PROCESO DE REFINACIÓN Y BLANQUEO

Cuando se va a refinar y blanquear un aceite, es necesario cerciorarse que se

encuentre libre de impurezas como residuos de alimento; en el caso del ACU. Por

tal motivo, es necesario implementar un proceso de eliminación de sedimentos

antes de someter el aceite a los procesos de blanqueamiento previamente

mencionados.

A continuación, se describe un proceso de clarificación para eliminar impurezas

presentes en el aceite, debido a que pueden influir de forma negativa el mecanismo

de decoloración del aceite. La clarificación de un aceite vegetal permite separar la

fase aceitosa de las impurezas presentes en el fluido, como el agua, mediante un

conjunto de operaciones unitarias.

En este proceso, las partículas de la fase dispersa se desplazan a través del medio

fluido por la acción de la gravedad. La separación se ve favorecida por la

inmiscibilidad de las fases presentes y se forman dos capas: agua y aceite, este

último, al tener una menor densidad, asciende (Rincón Miranda, Rueda Castañeda,

Yáñez Angarita y García Núñez, 2007, p. 1).

Al considerar el proceso de clarificación como un paso imprescindible para purificar

el aceite, es necesario contar con un tanque clarificador en las plantas

procesadoras de aceite, puesto que los sedimentos de mayor tamaño, presentes

en este fluido, podrán eliminarse por sedimentación.

Por tal motivo, es necesario determinar la velocidad de sedimentación por medio

del método de la bisectriz, tal como se muestra en la Figura 1.19, que consiste

inicialmente en trazar sobre la curva tiempo vs altura de sedimentos, dos líneas

tangentes que se cortan en un punto (McCabe y Smith, 2002, pp. 218-219).

La primera de ellas (P1) tiene origen en la altura inicial y representa la primera fase

de formación del líquido claro y sedimentación libre a velocidades constantes; la

segunda (P2), se traza sobre la última fase de la sedimentación o zona de

33

compresión, que indica velocidades bajas y concentraciones altas de los sólidos

suspendidos.

En el ángulo que se forma por el cruce entre estas dos líneas, se traza la bisectriz

hasta alcanzar y cortar en un punto a la curva de sedimentación, sobre el cual se

traza una recta tangente (Delgadillo y Rosales, 2005, pp. 116-118).

Figura 1.19 Curva de sedimentación de impurezas y trazos según el método de la bisectriz para obtener los parámetros requeridos por el procedimiento de Talmadge y Fitch.

(Rincón Miranda et al., 2007, p.4)

Este punto se denomina punto de compresión y define el estado en el cual las

partículas alcanzan velocidades prácticamente constantes cuando se encuentran

en la zona de transición, es decir, cuando se encuentran aglomeradas y bajo la

condición del proceso de sedimentación obstaculizada, lo que determina

velocidades de sedimentación mínimas. (Rincón Miranda et al., 2007, p. 1).

Con este procedimiento se pueden establecer tres puntos sobre la curva de

sedimentación, con los cuales se calcula la velocidad, el tiempo último tu, que

corresponde a la intersección de la tangente trazada con la segunda tangente, y

señala cuánto tardan los sólidos en formar el volumen de compresión; también las

alturas zi y zu, que señalan el límite de la zona de sedimentación retardada. (Rincón

Miranda et al., 2007, p. 1).

34

Entre los factores que determinan la eficiencia del proceso de clarificación están el

tamaño de las gotas de aceite, la viscosidad de la mezcla, la diferencia de densidad

entre las fases, la concentración de los sólidos en suspensión y el régimen de flujo

de la mezcla previa la separación. (Rincón Miranda et al., 2007, p. 1).

Estos factores pueden emulsificar los lodos con el aceite, evitar que desciendan

fácilmente y dificultar, de esta manera, su separación (Rincón Miranda et al., 2007,

p. 1). Las condiciones que se deben controlar para conseguir una buena separación

del aceite son las siguientes:

a. Temperatura

Se puede calentar el aceite a una temperatura de 90 ºC ± 5 ºC, de esta manera la

viscosidad de la fase continua baja, disminuye el grado de fricción que se opone a

la separación de las gotas y se favorece la diferencia de densidades que promueve

la separación. Se debe considerar que excesos de temperatura ocasionan daños

de tipo fisicoquímico y dificultan el proceso de clarificación (Rincón Miranda et al.,

2007, p. 1).

b. Dilución

Se ha determinado que una elevada concentración de sólidos en la fase continua

ocasiona una mayor viscosidad de la suspensión, lo que dificulta el proceso de

clarificación. Por lo tanto, se realiza una dilución volumétrica 1,4 partes de aceite

en 1 parte de agua, para mejorar la fluidez en el medio y obtener una mayor

velocidad de sedimentación y eficiencia en la recuperación del aceite.

Un aspecto importante que se debe considerar es que la clarificación con exceso

de agua se vuelve ineficiente, pues ascienden con facilidad materias mucilaginosas

35

como gomas y forman una capa intermedia o tercera capa que evita la separación

posterior de las dos fases principales (Rincón Miranda et al., 2007, pp. 1-2).

1.2.4. DISEÑO DEL SISTEMA DE REFINACIÓN Y BLANQUEAMIENTO DEL

ACEITE COMESTIBLE USADO Y DEL ACEITE ROJO DE PALMA

La capacidad y la eficiencia del proceso de refinación de ACU se basan en el diseño

de los subprocesos de eliminación de sedimentos y de blanqueamiento. El diseño

de los equipos que se implementen en un sistema de refinación y blanqueamiento

debe ser establecido con base en valores experimentales a escala de laboratorio y

complementarse con consideraciones ingenieriles para el escalado de los mismos

(Roca, 2014, p. 125).

Los equipos del proceso de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP pueden ser

diseñados con base en la Norma ASME sección VIII, División 1, ADD 2003, y

conceptos y datos proporcionados por el Manual del Ingeniero Químico (2001). En

la Figura 1.20 se muestran las relaciones entre cada uno de los parámetros de

diseño para el tanque de almacenamiento.

Figura 1.20 Relaciones de parámetros para el diseño del tanque de almacenamiento

1.2.5. BALANCE DE MASA

En Ingeniería Química un método matemático muy utilizado es el balance de masa,

Dt=2/3 hcilindro

36

y, en este caso, analiza el flujo másico de cada una de las corrientes que intervienen

en el sistema de refinación y blanqueamiento de aceite en función de la ley de la

conservación de la masa (Meyers y Stephens, 2006, p. 155).

1.2.6. DISEÑO DEL SISTEMA HIDRÁULICO

Una parte fundamental para el sistema de refinación y blanqueamiento de aceite,

es el diseño de tuberías, debido a que se transportan diferentes tipos de fluidos

como: ACU y ARP, agua, etc. (Díaz, 2006, p. 85). Con base en la ecuación de

Bernoulli y conceptos básicos de Mecánica de Fluidos sobre velocidades de flujo

perdidas por fricción y accesorios, se realizó el dimensionamiento de las tuberías.

1.2.7. FILOSOFÍA DE CONTROL

Dentro del diseño del sistema hidráulico se encuentra la filosofía del control

automático, que tiene como objetivo controlar el funcionamiento de los diferentes

equipos que comprenden el sistema de tratamiento, para que pueda tener un

comportamiento determinado y mejorar el desempeño del sistema. Cuando el

proceso es continuo es necesario el control automático (Sánchez, 2006, pp. 240-

248).

1.2.8. DIAGRAMAS DE PROCESO

La implementación óptima de los proyectos de construcción de las plantas se basa

en los diagramas de proceso, los cuales se presentan con base en el diseño

conceptual en función de la operabilidad, rendimiento y economía de la instalación

de una planta industrial. Los diagramas más usados son BFD, PFD y P&ID, donde

se muestra el diseño general del sistema y se los realiza con base en diagramas

que contengan todos los procesos como un sistema único (Meyers y Stephens,

2006, pp. 152-167).

37

2. PARTE EXPERIMENTAL

2.1 EVALUACIÓN DE LOS PARÁMETROS DE CALIDAD DE LAS

MATERIAS PRIMAS: ACEITE COMESTIBLE USADO Y

ACEITE ROJO DE PALMA

2.1.1. MUESTREO DEL ACEITE COMESTIBLE USADO (ACU) Y DEL ACEITE

ROJO (ARP)

Para evaluar los parámetros de calidad: índice de acidez, índice de saponificación

y contenido de impurezas insolubles, se solicitaron muestras de 400 mL de ACU en

50 locales de comida rápida y restaurantes del sector de La Mariscal (Quito) por

una sola vez, y se colocaron en botellas de vidrio.

Una vez en el Laboratorio de Química Orgánica e Investigaciones Aplicadas del

Departamento de Ciencias Nucleares de la Escuela Politécnica Nacional (EPN),

todas las muestras recolectadas se combinaron para obtener una muestra

compuesta que se asemejara a la materia prima que se utilizaría en una planta real

de refinación de ACU.

Adicionalmente, se consultó la marca de aceite que más se consume en la mayoría

de establecimientos donde se realizó el muestreo, con el objetivo de usar dicho

aceite como blanco en las determinaciones espectrofotométricas que se realizaron

posteriormente como parte de la evaluación de los métodos de blanqueo.

El ARP, que es considerado como un desecho de la refinación del aceite de palma,

fue recolectado de la empresa extractora PALESEMA, ubicada en San Lorenzo,

provincia de Esmeraldas, y transportado hacia el Laboratorio de Química Orgánica

e Investigaciones Aplicadas de la EPN para su caracterización.

38

2.1.2. DETERMINACIÓN DEL ÍNDICE DE ACIDEZ, ÍNDICE DE

SAPONIFICACIÓN Y CONTENIDO DE IMPUREZAS INSOLUBLES

PRESENTES EN EL ACU Y ARP

El análisis de las propiedades seleccionadas del ACU y del ARP en cada etapa del

tratamiento se realizó de acuerdo con las normas ISO 660 (2003), INEN ISO 3657

(2013) e INEN ISO 663 (2013), correspondientes al Índice de Acidez, Índice de

Saponificación y Contenido de Impurezas Insolubles, respectivamente.

2.2 DETERMINACIÓN DEL MEJOR PROCESO DE ELIMINACIÓN

DE SEDIMENTOS PRESENTES EN EL ACEITE COMESTIBLE

USADO COMPARANDO TRES MÉTODOS

Para determinar el mejor proceso de eliminación de sedimentos presentes en el

ACU se compararon tres tipos de ellos, en un diseño completamente al azar. El

primer proceso consistió en calentamiento – lavado con salmuera – sedimentación

– filtración, de acuerdo con el estudio realizado por Girgis (2004, p. 265); el segundo

en lavado con salmuera – sedimentación – filtración y el tercero solamente

sedimentación.

Puesto que el aceite que se utilizó en este estudio no presentaba las mismas

características que el usado por Girgis (2004), se variaron las condiciones de

trabajo de las diferentes operaciones unitarias, como se muestra en la Tabla 2.1.

Para obtener resultados estadísticamente confiables, se realizaron tres

repeticiones de cada tratamiento.

Después de aplicar cada tratamiento, se midió el Índice de Acidez, Índice de

Saponificación y Contenido de Impurezas Insolubles y se realizó el balance de

masa del proceso; estas fueron las variables de respuesta del experimento. Se

utilizó el programa STATGRAPHICS para determinar el mejor proceso, mediante

un análisis de varianza y la prueba de Fischer (LSD) para la separación de medias.

39

Tabla 2.1 Procesos y tratamientos para la eliminación de impurezas en el ACU

Tratamiento

PRIMER MÉTODO (calentamiento – lavado con salmuera – sedimentación – filtración)

Calentamiento Lavado Sedimentación

Temperatura

(ºC)

Relación

Agitación

(rpm) Tiempo (min)

Tiempo (h)

1 90 10:1 60 30 7

SEGUNDO MÉTODO (sedimentación)

Tiempo de sedimentación (h)

2 5

3 6

4 7

TERCER MÉTODO (lavado con salmuera – sedimentación – filtración)

Lavado Sedimentación

Relación Tiempo (min) Agitación (rpm) Tiempo (h)

5 10:1 30 60 1

6 5:1 30 60 1

7 2,5:1 30 60 1

2.3 DETERMINACIÓN DEL MEJOR PROCESO DE

BLANQUEAMIENTO PARA CADA ACEITE COMPARANDO

TRES MÉTODOS DE DECOLORACIÓN

En la segunda etapa del proceso de refinación, se estudió el blanqueamiento del

ACU, resultante del mejor proceso de refinación (etapa anterior), y del ARP, a

través de tres métodos: ozonización, adsorción con carbón activado y decoloración

con peróxido de hidrógeno.

Con base en lo observado en las pruebas preliminares con respecto al color y

sólidos suspendidos en el aceite, se seleccionaron las condiciones de operación de

los procesos de ozonización (dosis aplicada) y adsorción con carbón activado

40

(tamaño de partícula, temperatura y relación aceite: carbón activado) que se

probarían experimentalmente para cada tipo de aceite.

En las Tablas 2.2 y 2.3 se detallan las condiciones de operación de cada

tratamiento. Se utilizó un diseño completamente al azar, con el objetivo de

determinar el mejor proceso de decoloración de cada aceite. Se realizaron tres

repeticiones de cada tratamiento.

El proceso de ozonización se realizó con la ayuda de un ozonificador de marca

PHILAQUA, modelo BMT 802M, que tiene la capacidad de generar 0,1946 mol/L

(Rojas, 2015, p. 78); se trabajó con dos temperaturas de ozonización, 16 y 20 ºC,

debido a su influencia en la transferencia de masa en sistemas gas-líquido (Watt,

2013, p. 209) y con dos temperaturas post tratamiento, para determinar la influencia

de este parámetro en el proceso de decoloración del aceite.

Para mantener la temperatura a 16 ºC, se colocó la probeta dentro de un baño de

enfriamiento durante la reacción y se verificó la temperatura con la ayuda de un

termómetro.

Tabla 2.2 Tratamientos de blanqueamiento con sus respectivas variables para el ARP

Tratamiento Nº

Ozonización

Dosis (mol/L) Temperatura (ºC) Temperatura de calentamiento

post tratamiento (ºC)

1 0,1946 20 20 Adsorción con carbón activado

Temperatura de adsorción (ºC) Relación aceite: carbón

activado 2

110 50:1

3 25:1 4

140 50:1

5 25:1 Decoloración con peróxido de hidrógeno

Relación peróxido de

hidrógeno/aceite Tiempo de

agitación (min) Agitación (RPM)

6 1:1 30 80

Para el proceso de adsorción con carbón activado, se utilizó el carbón microporoso

41

(2 μm), de la marca Panreac, en dos relaciones de aceite: carbón activado (25:1 y

50:1). Para el proceso decoloración con peróxido de hidrógeno, se utilizó un

reactivo de grado analítico, marca Mallinckrodt, en concentración del 5 %; los

valores de concentración y tiempo de agitación se tomaron de Bombón (2014, p.

27).

Tabla 2.3 Tratamientos de blanqueamiento con sus respectivas variables para el ACU

Tratamiento Nº

Ozonización

Dosis (mol/L) Temperatura (ºC) Temperatura de calentamiento

post tratamiento (ºC)

1

0,0649 16

60 2 20 3

20 60

4 20 5

0,1297 16

60 6 20 7

20 60

8 20 9

0,1946 16

60

10 20

11 20

60 12 20

Adsorción con carbón activado

Tratamiento Nº Temperatura de adsorción (ºC) Relación aceite: carbón activado

13 110 50:1

Decoloración con peróxido de hidrógeno

Relación peróxido

de hidrógeno/aceite Tiempo de agitación

(min) Agitación (RPM)

14 1:1 30 80

La variable de respuesta, en todos los casos, fue el porcentaje de decoloración de

cada aceite luego de aplicar los diferentes tratamientos. Para ello, se midió la

absorbancia a 540 nm, en un espectrofotómetro UV-Vis, Hitachi, modelo U-1900.

Mediante pruebas preliminares, se determinó que el mejor blanco para realizar las

mediciones espectrofotométricas fue el aceite comestible sin usar, puesto que

permitió tener lecturas de absorbancia dentro del rango entre 0,0 y 2,0 (Sierra,

Gómez-Ruiz, Pérez-Quintanilla y Morante, 2010, p. 47). Por lo tanto, se empleó el

aceite de la marca más utilizada en los establecimientos de producción de frituras,

42

que se definió durante el muestreo. Para medir la absorbancia del aceite rojo, se

determinó la longitud de onda óptima con la ayuda del espectrofotómetro UV-Vis,

mediante un barrido en un rango de longitud de onda de 420 a 620 nm, debido a

los colores amarillo y rojo que presenta este aceite (Wannahari, Mariah y Nordin,

2012, p. 85).

Con base en los resultados de la longitud de onda óptima, se midió la absorbancia

del aceite resultante de cada tratamiento en el espectrofotómetro, por triplicado,

para obtener resultados estadísticamente confiables.

A continuación, se procedió a analizar los resultados obtenidos en el programa

STATGRAPHICS, para determinar el mejor proceso de blanqueamiento de cada

aceite, mediante un análisis de varianza y la prueba de Fischer (LSD) para la

separación de medias.

Finalmente, se procedió a realizar las pruebas de Índice de Saponificación en las

muestras que presentaron los mejores resultados del proceso de blanqueamiento,

puesto que este índice mide la facilidad de saponificación del aceite, lo que favorece

su uso en la industria jabonera o en la industria de surfactantes (Hernández y Pitre,

2005, p. 73).

2.4 DISEÑO DE UNA PLANTA PARA LA REFINACIÓN DE ACEITE

COMESTIBLE USADO Y ACEITE ROJO DE PALMA CON UNA

CAPACIDAD 250 T/AÑO

El diseño de los equipos requeridos para la planta de purificación de ACU y ARP,

fue realizado en función de la capacidad de producción de la planta. La capacidad

fue determinada con base en el análisis de la cantidad de ACU que se puede

recolectar de establecimientos productores de frituras en la ciudad de Quito, tales

como restaurantes y centros de comida rápida, que de acuerdo con los datos del

año 2011 de la Secretaria de Ambiente del DMQ, se encontraba en 250 t/año.

43

Además, se consideró que se podía obtener ACU de las ciudades de Guayaquil y

Santo Domingo, donde existe una mayor cantidad de habitantes y

consecuentemente el uso de aceite de palma también es mayor. En el caso del

aceite rojo, se determinó la capacidad de la planta en función de la cantidad de

aceite que podrían proporcionar las plantas extractoras de aceite de palma. El

tiempo de degradación del ozono en el aceite fue otro factor a considerar.

Este tiempo fue estimado mediante una curva de absorbancia vs tiempo con el

aceite luego del tratamiento, debido a que los ozónidos no se descomponen de

inmediato debido a que en un medio no polar toman mayor tiempo para

desaparecer y dan como resultado que los valores de absorbancia vayan

disminuyendo de manera paulatina en función del tiempo.

Se consideró que los tanques trabajen a presión atmosférica y contengan productos

líquidos en su interior. En la siguiente sección se muestra el procedimiento que se

utilizó para el diseño de cada equipo.

2.4.1. DISEÑO DEL TANQUE DE ALMACENAMIENTO

El escalado del tanque de almacenamiento fue realizado a partir de parámetros de

diseño. Para el cálculo del volumen del tanque de almacenamiento se consideró

que el y el están en función del diámetro del tanque, tal como se

muestra en las Ecuaciones 2.2 y 2.3 y por lo que el diámetro del tanque se calculó

con base en las siguientes ecuaciones:

[2.1]

[2.2]

[2.3]

[2.4]

44

[2.5]

Donde:

: Volumen total de tanque de almacenamiento,

: Volumen del cilindro que compone el tanque de almacenamiento,

: Volumen de la cabeza del tanque de almacenamiento,

: Diámetro del tanque de almacenamiento,

: Altura del cilindro que compone el tanque de almacenamiento,

: Altura de la cabeza del tanque de almacenamiento,

Se consideró el factor de seguridad; en este caso como capacidad máxima, el

80 % (Metcalf y Eddy, 2013, p. 302). Luego de reemplazar las ecuaciones antes

descritas, se obtuvo la Ecuación 2.6 para la determinación del diámetro del tanque

de almacenamiento en función del volumen total del tanque:

[2.6]

Donde:

: Volumen total de tanque de almacenamiento,

: Diámetro del tanque de almacenamiento, [m]

2.4.2. ESCALADO DEL TANQUE DE CLARIFICACIÓN

El diseño del tanque de clarificación consistió en la determinación del área de

espesado de sólidos y el área para la zona de aceite clarificado. Para ello, se

utilizaron los datos experimentales obtenidos de la curva de clarificación, entre la

altura de la zona de clarificación del ACU y el tiempo. El cálculo de cada área se

muestra en las siguientes secciones:

45

a. Cálculo del área de espesado de sólidos

El área para el espesado de sólidos necesaria en el proceso de clarificación se

calculó mediante la Ecuación 2.7 (Metcalf y Eddy, 2013, p.302).

[2.7]

Donde:

: Superficie necesaria para el espesado de sólidos, [m2]

: Caudal que entra al tanque, [m3/h]

: Altura inicial de la interfaz en la columna, [m]

: Tiempo necesario para la concentración de sólidos deseados, [h]

b. Calculo de área de clarificación

La velocidad de sedimentación de las impurezas presentes en el ACU, se calculó

mediante la Ecuación 2.8. Este es un parámetro importante para determinar el área

de clarificación (Metcalf y Eddy, 2013, p. 302). Además, se calculó la tasa de

clarificación del líquido sobre la zona de compresión de los lodos mediante la

Ecuación 2.9 (Romero, 2004, p. 653).

[2.8]

[2.9]

Donde:

: Velocidad de sedimentación, [m/s]

: Altura inicial de la interfaz en la columna, [m]

: Altura de la interfaz en la columna a un tiempo uno, [m]

46

: Tiempo inicial, [s]

: Tiempo final, [s]

: Caudal de clarificación del líquido, [m3/s]

: Altura para alcanzar la concentración de fangos deseados, [m]

Q: Caudal que entra al tanque, [m3/s]

El área requerida para la clarificación se calculó mediante la Ecuación 2.10

(Romero, 2004, p. 654).

[2.10]

Donde:

: Área requerida para la clarificación, [m2]

: Caudal de clarificación del líquido, [m3/s]

Velocidad de sedimentación, [m/s]

Para identificar el área que determina el control del diseño, se compararon los

valores de con , debido a que un área mayor, requiere un mayor tiempo de

residencia en el proceso de clarificación. El diseño del tanque de clarificación más

usado es de forma circular y, por tanto, para el cálculo del diámetro se aplicó la

Ecuación 2.11. El volumen del tanque de clarificación fue determinado al aplicar la

Ecuación 2.12 (Romero, 2004, pp. 654-655).

[2.11]

[2.12]

Donde:

Dt: Diámetro del tanque de clarificación, [m]

A: Área requerida de control de diseño, [m2]

47

Volumen del tanque de clarificación parte rectangular, [m3]

H: Altura de diseño, [m]

La capacidad del clarificador de la parte cónica se calculó mediante la Ecuación

2.13 y la total fue determinada con la Ecuación 2.14 (Orozco, 2005, p.654).

[2.13]

[2.14]

Donde:

: Volumen del tanque de clarificación parte cónica, en [m3]

Dc: Diámetro de la parte cónica del clarificador, en [m]

h: Altura de diseño, en [m]

: Volumen del tanque de clarificación parte rectangular, en [m3]

: Volumen del tanque de clarificación parte cónica, en [m3]

2.4.3. DISEÑO DE TANQUES AGITADOS

De acuerdo con los datos que se obtuvieron en las secciones 2.2 y 2.3, se

determinó el tiempo de lavado y la relación de salmuera/aceite para el

dimensionamiento del tanque de lavado con salmuera, y la relación de carbón

activado/aceite para el dimensionamiento del tanque de decoloración,

respectivamente. Se diseñaron tres tanques con sistema de agitación para el

lavado con salmuera, decoloración con carbón activado y dilución de salmuera.

a. Capacidad del tanque agitado

Se calculó la capacidad del tanque agitado mediante la Ecuación 2.15, donde se

consideró un factor de seguridad para el volumen del tanque agitado.

48

[2.15]

Donde:

: Capacidad, en [m3]

: Flujo volumétrico de líquido, en [m3/h]

: Tiempo de residencia, en [h]

b. Diámetro del tanque agitado

El diámetro del tanque fue determinado en función de las relaciones de la altura de

la cabeza y de la base, debido a que estos parámetros se encuentran en función

del diámetro del tanque, según lo que se presenta en la Tabla 2.4.

Tabla 2.4 Tipos de cabezas para tanques, con sus respectivas relaciones de dimensiones

Tipo de cabeza o base rk h L Volumen

Plana NA NA

Toriesférica 0,06L

NA 0,0809

Elipsoidal NA NA

Hemisférica NA

Cónica NA NA NA

(Moss y Basic, 2012, pp. 71-73).

Para los tanques de dilución, decoloración y lavado se seleccionó como base al tipo

plano, para obtener una mejor dilución y una mejor homogeneización. Por lo antes

mencionado, se determinó el diámetro de los dos tanques en función del volumen

49

total, como se muestra en la Ecuación 2.16 y luego de reemplazar las Ecuaciones

2.2, 2.3, 2.4 y 2.5 en esta ecuación, se obtuvo la Ecuación 2.17 para la

determinación del diámetro del tanque de almacenamiento en función del volumen

total del tanque.

[2.16]

[2.17]

Donde:

: Volumen total de tanque de almacenamiento, [m3]

: Volumen del cilindro que compone el tanque de almacenamiento, [m3]

: Volumen de la cabeza del tanque de almacenamiento, [m3]

: Volumen de la cabeza del tanque de almacenamiento, [m3]

: Diámetro del tanque, [m]

c. Alturas del cilindro, cabeza y total del tanque agitado

Las alturas de cada sección se determinaron con base en las Ecuaciones 2.3 y 2.5

y para calcular la altura total se sumaron las alturas antes mencionadas.

d. Sistema de agitación

El sistema de agitación fue seleccionado con base en las características de cada

impulsor, las mismas que se presentan en la Tabla 2.5. Luego de seleccionar el

dispositivo de agitación, el mismo que cumplió con los requerimientos para cada

proceso, se procedió a determinar las magnitudes del impulsor.

50

Tabla 2.5 Relaciones entre los parámetros de diseño para tanques con sistema de agitación en función de las características de cada dispositivo de agitación

Relaciones para el diseño del impulsor

Servicio Dispositivo de

agitación Rango

Disolución

Turbina

1,6 :1 – 3,2:1 1:2 – 2:1

Propulsor

Paleta

Flujo

20 000 gal

Mezcla

Turbina

3,0 :1,0 – 6,0:1,0 Ilimitado

Propulsor

Paleta

Flujo

1 000 000 gal

Suspensión de solidos

Turbina

2,0 :1 – 3,5:1,0 1:1 – 1:2

Propulsor

Paleta

Flujo

100 %

Alta viscosidad

Turbina

1,5 :1,0 – 2,5:1,0 1:2 – 2:1

Propulsor

Paleta

Flujo

1 000 000 ctp

(Coker, 2007, p. 446)

Los valores de cada parámetro de diseño se determinaron con base en la Figura

2.1, donde se muestran las relaciones de cada dimensión de la turbina y de los

deflectores en función del diámetro del tanque agitado.

Para determinar el número de impulsores requeridos, la altura máxima del fluido y

el espaciamiento entre impulsores, se consideraron las relaciones de estos

parámetros con la viscosidad y el sistema de mezcla, datos que se muestran en la

Tabla 2.6.

Deflectores

Impulsor Dt / Di HL / Di Hi / Di Wb / Dt Cantidad

Turbina (Wi / Di) = 0,20

3 3 1 0,1 4 (Hi / Di) = 0,25

Figura 2.1 Relaciones entre dimensiones de diseño para turbinas

Li

Wi

51

Tabla 2.6 Espaciamiento entre los impulsores, nivel máximo de líquido y número de impulsores en función de la viscosidad y del tipo de sistema de mezcla

Parámetro Nivel máximo

Número de impulsores

Espacio del impulsor

inferior superior

Viscosidad (cP)

<25 1,4 1 HL/3 -

2,1 2 Dt/3 (2/3) /HL

>25 0,8 1 HL/3 -

1,6 2 Dt/3 (2/3) /HL

Sistema de mezcla

Mezcla de líquidos 1,4 1 HL/3 -

2,1 2 Dt/3 (2/3) /HL

Suspensión de sólidos 0,8 1 HL/4 -

1,6 2 Dt/4 (2/3) /HL

(Paul, Atiemo-Obeng y Kresta, 2004, p. 372)

Para determinar la potencia requerida para el sistema de agitación de los tres

tanques, se relacionó el tipo de proceso que se va a realizar con la potencia, de

acuerdo con la Tabla 2.7.

Tabla 2.7 Requerimiento de potencia para sistemas de agitación en tanques

Agitación Aplicación Potencia [kW/m3]

Agitación Aplicación Potencia [kW/m3]

Leve Mezcla 0,04 – 0,10

Severa Suspensión de lodos 1,50 – 2,00

Reacciones homogéneas 0,01 – 0,03 Absorción de gas 1,50 – 2,00

Media Transferencia de calor 0,03 – 1,00 Violenta Suspensión de lodos finos >2,00

Mezcla de líquido - líquido 1,00 – 1,50

(Towler y Sinnott, 2012, p. 667)

2.4.4. DISEÑO DE LA COLUMNA DE OZONIZACIÓN

El escalado de la columna de ozonización se realizó con base en la Ecuación 2.18,

y de acuerdo con los datos experimentales de la Sección 3.3.1.1.

[2.18]

Donde:

52

: Volumen de la columna de ozonización, [m3]

Q: caudal de fluido a tratar, [m3/h]

: tiempo de ozonización, [h]

: factor de seguridad del 35 %

2.4.5. DISEÑO DE LOS TANQUES ENCHAQUETADOS

El diseño de los tanques enchaquetados fue determinado en función de la cantidad

de aceite que se requerirá calentar en cada línea de producción. Se consideraron

los criterios de diseño que se muestran en las secciones anteriores y los parámetros

de transferencia de calor que se muestran en la Tabla 2.8.

Tabla 2.8 Valores del coeficiente global de transferencia de calor

Fluido Material de

la pared

Coeficiente de transferencia de calor

En la chaqueta En el tanque

Vapor

Agua

Acero inoxidable

150-300 850-1 700

Solución acuosa 80-200 450-1 140

Orgánicos 50-150 285-850

Aceite liviano 60-160 340-910

Aceite pesado 10-50 57-285

De acuerdo con las especificaciones de la Tabla 2.8, se determinó que el material

del tanque debería ser acero inoxidable y, en función del tipo de fluido que se

encontrará dentro del tanque, se determinó el coeficiente de transferencia, que para

los ACU y ARP, corresponde el rango de 340-910 .

Con base en los resultados obtenidos después del desarrollo de los procesos

descritos en la sección 2.4, se calculó el tiempo de ozonización necesario para el

dimensionamiento del reactor, el mismo que debería contar con un sistema de

alimentación de aire filtrado y de un generador de ozono y difusores porosos para

la alimentación de ozono.

53

2.4.6. ANÁLISIS DE COSTOS DE IMPLENTACIÓN Y FUNCIONAMIENTO DE

LA PLANTA

Se analizaron los costos de los equipos e instalaciones propuestas en el diseño de

la planta, así como los costos de mano de obra, materias primas e insumos

necesarios para el funcionamiento de la planta.

Para la estimación de los costos de la implementación de la planta, se emplearon

los resultados correspondientes a las cotizaciones provistas por diferentes

empresas y casas comerciales dedicadas al suministro de materiales y equipos

para plantas industriales.

Además, para los costos generales de implementación y mantenimiento de la

planta, se estimó la depreciación de los equipos en un periodo de 10 años y la

contratación de un ingeniero de campo y tres operarios. Con los datos de la

potencia requerida por los equipos seleccionados, se estimó el consumo y el costo

de la energía eléctrica para la operación de la planta propuesta.

Luego de realizar el dimensionamiento y el escalado del sistema de refinación y

blanqueamiento para ACU y ARP, se determinaron los egresos e ingresos de la

planta mediante el programa MS , los cuales se realizaron en función de los

siguientes costos:

a. Costos de inversión pare el sistema de refinación y blanqueamiento

Los costos de los equipos se determinaron mediante cotizaciones de empresas

distribuidoras que se encuentran en el mercado nacional y proporcionan equipos

que cumplan con las dimensiones y características requeridas por el sistema de

refinación y blanqueamiento diseñado en esta investigación.

El costo de la operación se determinó con base en la cantidad de reactivos, insumos

y energía que se requerirá para el funcionamiento de la planta de refinación y

54

blanqueamiento, los mismos que fueran proporcionados por empresas

distribuidoras. El sueldo del personal se determinó con base en el salario dispuesto

por el Ministerio de Relaciones Laborales.

b. Ingresos por venta del aceite comestible ozonizado y el aceite rojo decolorado

El ingreso por concepto de venta de los aceites tratados por el sistema de refinación

y blanqueamiento, se determinó con base en el volumen tratado de cada aceite y

el costo comercial de venta, el mismo que fue determinado al comparar el costo del

aceite refinado y el ARP comerciales con respecto a los aceites purificados con el

tratamiento propuesto en esta investigación.

Además de los costos comerciales, se consideró el beneficio ambiental que

conlleva reutilizar un desecho que se produce a gran escala, para determinar el

costo de venta.

c. Indicadores económicos

El VAN y el TIR se calcularon mediante la Ecuación 2.19 y 2.20: (Díaz, 2005, pp.

5-11)

[2.19]

[2.20]

Donde:

: Inversión en el período 0

Fn: Valor del flujo futuro de fondos, [USD]

i: Tasa de interese de descuento, %

n: Número de periodos correspondientes al flujo de fondos, en unidades

55

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

3.1 EVALUACIÓN DE LOS PARÁMETROS DE CALIDAD DE LAS

MATERIAS PRIMAS: ACEITE COMESTIBLE USADO Y

ACEITE ROJO DE PALMA

En la Tabla 3.1 se reportan los resultados iniciales obtenidos de la determinación

del Índice de Acidez, Índice de Saponificación y Contenido de Impurezas Insolubles,

del ACU y del ARP.

Tabla 3.1 Valores del Índice de Acidez, Índice de Saponificación y Contenido de Impurezas Insolubles del ACU y ARP iniciales y sus respectivos requisitos

Aceite Índice de acidez Índice de

saponificación Contenido de impurezas

insolubles (%)

ACU 4,49 ± 0,08 217,07 ± 0,70 3,32 ± 0,02

ARP 2,36 ± 0,04 190,84 ± 0,49 2,07 ± 0,02

Valor norma* 3,29 199,00 0,05

*(INEN 2 421:2009) σ (n=3)

En el Ecuador no existe una norma que detalle los requisitos para que un aceite

pueda ser utilizado como materia prima en la elaboración de productos de limpieza;

solo existen las normas ecuatorianas INEN 2 421:2 009 y 2 678:2 013 que señalan

los requerimientos para que el aceite comestible de palma y el aceite comestible

reutilizado sean destinados para el consumo humano.

Por tanto, se consideraron los valores de los parámetros de la primera normativa

como referencia en este estudio. Al analizar los valores de cada parámetro, se

observa que los resultados que presentó el ARP palma se acercan más a los

valores de la normativa antes señalada, debido a que el ARP es un producto que

no ha sido sometido a procesos que generen un deterioro, al contrario de lo que

sucede con el ACU.

56

3.2 DETERMINACIÓN DEL MEJOR PROCESO DE ELIMINACIÓN

DE SEDIMENTOS PRESENTES EN EL ACU ENTRE TRES

MÉTODOS.

Con el fin de identificar el mejor proceso de eliminación de sedimentos presentes

en el ACU, se compararon tres procesos: a) calentamiento – lavado con salmuera

– sedimentación – filtración, de acuerdo con el estudio realizado por Girgis (2004,

p. 265); b) lavado con salmuera – sedimentación – filtración y c) solamente

sedimentación.

Previamente, se identificaron las mejores condiciones de operación para los dos

últimos procesos, con base en los valores de los parámetros de calidad (Índice de

Saponificación, Índice de Acidez, Contenido de Impurezas Insolubles y balance de

masa) luego de aplicar cada tratamiento. Los resultados fueron analizados en el

programa STATGRAPHICS, para determinar si existieron diferencias significativas.

3.2.1. RESULTADOS DE LOS PARÁMETROS DE CALIDAD LUEGO DE

APLICAR EL PRIMER PROCESO DE ELIMINACIÓN DE SEDIMENTOS

Los resultados para cada parámetro se muestran en la siguiente Tabla 3.2 con su

respectivo promedio.

Tabla 3.2 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el primer proceso de eliminación de sedimentos

Repetición Índice de

acidez Índice de

Saponificación % Masa Perdida

Primera 2,24 196,69 1,90

Segunda 2,69 189,17 2,00

Tercera 2,69 185,93 1,90

Promedio 2,54 ± 0,26 190,59 ± 5,52 1,92±0,06

σ (n=3)

57

3.2.2. DETERMINACIÓN DE LAS MEJORES CONDICIONES DE OPERACIÓN

DEL SEGUNDO PROCESO DE ELIMINACIÓN DE SEDIMENTOS

El segundo proceso consistió únicamente en una operación de sedimentación; se

probaron tres tiempos: 5, 6 y 7 h. Los resultados para cada parámetro de calidad

fueron analizados estadísticamente, con ayuda del programa STATGRAPHICS. En

la Tabla 3.3 se muestran los valores de cada parámetro para el ACU luego de

aplicar el segundo proceso de eliminación de sedimentos.

Tabla 3.3 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el segundo proceso de eliminación de sedimentos

Horas (h)

Repetición Promedio

Primera Segunda Tercera

Índice

de acidez

5 3,59 4,04 4,04 3,89 ± 0,26

6 3,59 4,04 3,59 3,74 ± 0,26

7 2,69 2,69 3,14 2,84 ± 0,26

Índice de Saponificación

5 207,37 214,44 206,51 209,44 ± 4,35

6 203,7 207,86 204,00 203,53 ± 2,32

7 202,4 203,31 204,9 203,53 ± 1,27

Contenido de impurezas insolubles

5 3,09 3,12 2,98 3,06 ± 0,07

6 2,87 2,91 2,93 2,90 ± 0,03

7 2,65 2,78 2,69 2,71 ± 0,07

% Masa Perdida

5 30,79 23,45 33,58 27,12 ± 5,23

6 27,9 21,28 28,78 24,59 ± 4,10

7 22,1 29,24 30,45 25,67 ± 4,51

σ (n=3)

Se analizó el valor de p del ANOVA de cada variable de respuesta, para determinar

si existía una influencia significativa del tiempo de sedimentación sobre los

parámetros de calidad.

Como se observa en la Tabla 3.4, esto ocurrió solamente para el Índice de Acidez

y el contenido de impurezas insolubles (p<0,05), por tanto, se procedió a realizar

las pruebas de separación de medias correspondientes, con un nivel de confianza

del 95 %, con el fin de determinar el mejor tiempo de sedimentación.

58

Tabla 3.4. Valores de p de la tabla de ANOVA para cada parámetro de calidad del segundo proceso de eliminación de sedimentos del ACU

Índice de saponificación

Índice de acidez

Contenido de impurezas insolubles

% Masa perdida

Valor de p 0,1121 0,0052 0,0010 0,8827

En la Figura 3.1 se observa que los mayores valores de diferencias de medias se

presentaron entre el par de 5 – 7 h, debido a que la cantidad de sedimentos en la

fase líquida, luego de realizar la separación de fases continúan presentes en el

aceite; los valores de diferencia de medias entre los pares de 6 – 7 h son menores

al anterior par de tratamientos, pero no despreciables.

Aunque existió una mejor separación al tiempo de 7 h, se evaluó el parámetro p de

la tabla ANOVA para determinar si existía una diferencia considerable entre los

niveles de evaluación de la variable de experimentación, lo que determinó que

existía una diferencia estadísticamente significativa entre los valores de media,

entre los grupos de niveles de tiempo de sedimentación con una confianza del

95,0 %, por tanto solo se consideró a estos factores como determinantes en la

selección del mejor tiempo de sedimentación.

Para determinar qué medias entre los tratamientos eran significativamente

diferentes, se realizaron pruebas de rangos múltiples con un valor de confianza del

95,0 %.

En la Figura 3.2 se observan las zonas características del proceso de

sedimentación, en este caso para el ACU luego de aplicar el segundo proceso por

5 h, se evidenció una cantidad de sedimentos presentes en la zona de

sedimentación libre, esto se debería a que la geometría de los sólidos presentes no

fue uniforme y que los sólidos suspendidos presentaban una velocidad de

sedimentación muy pequeña, con respecto a los de tamaño mayor, lo que dio como

resultado una separación de fases inadecuada.

59

a)

b

)

c)

d)

Fig

ura

3.1

Grá

fico

de

med

ias

para

: a)

el Í

ndic

e de

Aci

dez,

b)

el Í

ndic

e de

Sap

onif

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ión,

c)

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reza

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bles

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a pe

rdid

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l seg

undo

pro

ceso

de

elim

inac

ión

de s

edim

ento

s de

l AC

U

56

7

Tiem

po d

e se

dim

enta

ción

[h]

2.5

2.8

3.1

3.4

3.74

4.3

Indice de ácidez

56

7

Tiem

po d

e se

dim

enta

ción

[h]

200

203

206

209

212

215

Indice de saponificación5

67

Tiem

po d

e se

dim

enta

cion

[h]

2.6

2.7

2.8

2.93

3.1

3.2

Contenido impurezas insolubles

56

7

Tiem

po d

e se

dim

enta

ción

[h]

162024283236

Masa perdida [%]

60

Figura 3.2 ACU luego de 5 h de sedimentación

Al comparar la zona de líquido claro con respecto a la zona de sedimentación

retardada, se evidencia una diferencia significativa de alturas, importante para

diseñar el clarificador, puesto que se considerará una zona de aceite que evitará la

pérdida de este fluido por una incorrecta separación de fases. Con base en los

resultados obtenidos de la caracterización del ACU purificado luego de aplicar el

segundo proceso de eliminación de sedimentos, se seleccionó como mejor tiempo

de sedimentación a las 7 h.

3.2.3. DETERMINACIÓN DE LAS MEJORES CONDICIONES DE OPERACIÓN

DEL TERCER PROCESO DE ELIMINACIÓN DE SEDIMENTOS

Para determinar las mejores condiciones de operación del tercer proceso que tuvo

como operaciones unitarias un lavado con salmuera al 5 % (w/w) a una temperatura

igual a 40 ºC, una sedimentación y una filtración, se compararon los resultados del

índice de saponificación, índice de acidez, contenido de impurezas insolubles y el

porcentaje de masa perdida, que fueron analizados en el programa estadístico

Zona líquido

claro

Zona

sedimentación

libre

Zona

sedimentación

retardada

61

STATGRAPHICS. Los valores de cada parámetro de calidad se muestran en la

Tabla 3.5.

Tabla 3.5 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos

Relación (v/v)

Repetición Promedio

Primera Segunda Tercera

Índice

de acidez

5:1 3,14 2,24 2,24 2,54 ± 0,52

10:1 3,14 2,24 2,69 2,69 ± 0,45

2,5:1 2,24 2,24 1,80 2,09 ± 0,25

Índice de Saponificación

5:1 186,26 185,93 191,69 187,96 ± 3,23

10:1 192,50 195,47 187,00 191,66 ± 4,30

2,5:1 187,37 183,66 184,39 185,14 ± 1,97

Contenido de impurezas insolubles

5:1 0,98 1,02 1,08 1,03 ±0,05

10:1 1,48 1,41 1,39 1,43 ± 0,05

2,5:1 1,87 1,75 1,72 1,78 ± 0,08

% Masa Perdida

5:1 5,23 8,04 6,47 6,58 ± 1,41

10:1 14,42 19,36 17,54 17,11 ± 2,50

2,5:1 10,48 14,77 12,87 12,71 ± 2,15

σ (n=3)

Se consideró solo el 5 % de NaCl para realizar la salmuera, puesto que, de acuerdo

con la ley de Debye-Hückel, al encontrarse este electrolito fuerte NaCl en solución,

sus iones se distribuyen de manera desigual debido a sus atracciones electrolíticas

lo que provoca que cada ion negativo se rodee con un promedio mayor de iones

positivos que de negativos, al igual que en los iones positivos. (Jiménez, 2006, p.

129).

Por tanto, a medida que se incrementa la concentración de la disolución, crece el

efecto retardante y, a su vez, una cantidad fija de NaCl resulta mejor conductor si

se disuelve en un gran volumen de agua, ya que al encontrarse los iones más

apartados entre sí ejercen una atracción menor respecto a los demás y respecto a

las moléculas del disolvente, lo que favorece la conducción de electricidad

(Jiménez, 2006, p. 129). Por tal motivo, se consideró como variable experimental,

la relación de aceite: salmuera con tres niveles, 10:1, 5:1 y 2,5:1. En la Figura 3.3

62

se muestra que la interface entre el aceite y la solución de salmuera contenía los

sedimentos precipitados, debido a la influencia de los iones del cloruro de sodio en

el cambio de carga de las fases líquidas.

Figura 3.3 Interface aceite - salmuera del ACU luego de realizar el tercer proceso con una relación 2,5:1

La mejor relación de aceite: salmuera fue la de 2,5:1 (v/v), debido a que esta

proporción aumentó la superficie de contacto entre las dos fases líquidas, lo que

permitió que el equilibrio se produjera con mayor rapidez y que la transferencia de

los sedimentos desde la fase orgánica inicial hacia la fase acuosa se estableciera

con mayor eficiencia. Este resultado se debería a que, a mayor cantidad de

salmuera, en un medio con agitación, se produce una mayor cantidad de burbujas,

lo que facilita la transferencia de masa, debido a que, a mayor tamaño de las gotas

de aceite, se incrementa la oportunidad de separarse rápidamente en el medio.

Con base en los resultados experimentales de la rapidez de separación de

sedimentos, se determinó que el valor en el tercer proceso cuando se utilizó la

relación de 2,5:1 fue de 7,20 m/h, el más alto de las tres proporciones. Luego de

aplicar el tercer proceso con sus respectivos tratamientos al ACU, se prepararon

los gráficos de medias para cada parámetro de calidad, los mismos que se

muestran en la Figura 3.4. Sobre la base de los resultados para el tercer proceso

63

a)

b)

c)

d)

Fig

ura

3.4

Grá

fico

de

med

ias

para

: a)

el Í

ndic

e de

Aci

dez,

b)

el Í

ndic

e de

Sap

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ión,

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rdid

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l ter

cer

proc

eso

de e

lim

inac

ión

de s

edim

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l AC

U

10:1

2.5:

15:

1

Rel

ació

n ac

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mue

ra

1.62

2.4

2.8

3.2

Indice de acidez

10:1

2.5:

15:

1

Rel

ació

n A

ceite

:Sal

mue

ra

180

183

186

189

192

195

Indice de sapnificación10

:12.

5:1

5:1

Rel

ació

n ac

eite

:sal

mue

ra

0.96

1.16

1.36

1.56

1.76

1.96

Contenido impurezas insolubles

10:1

2.5:

15:

1

Rel

ació

n ac

eite

:sal

mue

ra

04812162024

Masa perdida [%]

64

de eliminación de sedimentos, del análisis ANOVA, que se observan en la Tabla

3.6, se determinó que el parámetro de calidad que presentó una diferencia

estadísticamente significativa, fue el Contenido de Impurezas Insolubles.

Tabla 3.6. Valores de p de la tabla de ANOVA para cada parámetro de calidad del tercer proceso de eliminación de sedimentos del ACU

Índice de acidez

Índice de saponificación

Contenido de impurezas insolubles

% Masa perdida

Valor de p 0,2748 0,1294 0,0000 0,0846

Este resultado se debería a que la relación de aceite: salmuera mejoró el proceso

de floculación de impurezas debido a que el NaCl, al momento de entrar en contacto

con el agua, se disocia y sus iones neutralizan la carga sobre los sedimentos

presentes en el aceite, lo que ayuda a que estos se agreguen y sedimenten (Kotz,

Treichel y Weaver, 2006, p. 588).

Las gráficas de medias del Índice de Saponificación, Índice de Acidez, Contenido

de Impurezas Insolubles y del porcentaje de masa perdida demostraron que la

relación aceite: salmuera, que presentó los mejores valores, fue la de 2,5:1. La

determinación de la rapidez de separación de sedimentos se presenta en el Anexo

II. Con base en los resultados obtenidos se seleccionó como mejor relación de

aceite: salmuera a 2,5:1.

3.2.4. SELECCIÓN DEL MEJOR PROCESO DE ELIMINACÍON DE

SEDIMENTOS ENTRE LAS MEJORES CONDICIONES DE OPERACIÓN

DE CADA MÉTODO.

En la ¡Error! La autoreferencia al marcador no es válida. se presentan los

resultados para cada parámetro de calidad de las mejores condiciones de

operación de cada proceso. Para determinar el parámetro de calidad que permitió

seleccionar el mejor proceso de eliminación de sedimentos del ACU, se comparó

el valor p de cada uno y se eligió como factor determinante

65

el contenido de impurezas insolubles.

Tabla 3.7 Valores de los parámetros de calidad de cada proceso de eliminación de sedimentos del ACU

Proceso Índice de

acidez Índice de

saponificación Contenido de

impurezas insolubles % Masa perdida

Primer 2,54 ± 0,26 190,59 ± 5,52 1,87 ± 0,69 1,92 ± 0,07

Segundo 2,84 ± 0,26 203,53 ± 1,27 2,71 ± 0,07 25,67 ± 5,05

Tercer 2,09 ± 0,25 185,14 ± 1,97 1,03 ± 0,05 6,64 ± 1,99

σ (n=3)

En tres de los cuatro parámetros de calidad, el tercer proceso presentó los mejores

valores, como lo muestran las gráficas de medias en la Figura 3.5. El parámetro de

calidad que determinó el mejor proceso de eliminación de sedimentos fue el

Contenido de Impurezas Insolubles, puesto que su valor de p fue el menor de todos

los datos. El resultado para cada parámetro se muestra en la Tabla 3.8. Los

resultados de rangos múltiples aplicados a la comparación de los tres procesos

determinaron que el mejor proceso de eliminación de sedimentos fue el tercero.

Tabla 3.8 Valores de p de la tabla de ANOVA para cada parámetro de calidad para el proceso de eliminación de sedimentos del ACU

Índice de acidez

Índice de saponificación

Contenido de impurezas insolubles

% Masa perdida

Valor de p 0,0328 0,0017 0,0000 0,0139

Este resultado se debió a que cuando las capas de las partículas de los sedimentos

entran en contacto con la solución de NaCl, absorben tanto los iones positivos como

negativos, lo que determina que las fuerzas de repulsión disminuyan y la fase

dispersa (aceite) incremente su coalescencia (Kotz et al., 2006, p. 588; Sierra,

Yañez y Cruz, 2006, p. 25).

Por tanto, existe una mejor sedimentación de las partículas y el proceso de

eliminación de las impurezas presentes en el aceite incrementa su rendimiento. Con

base en los resultados obtenidos se seleccionó al tercer proceso como el mejor de

los tres.

66

a)

b)

c)

d)

Fig

ura

3.5

Grá

fico

de

med

ias

para

: a)

el Í

ndic

e de

Sap

onif

icac

ión,

b)

el Í

ndic

e de

Aci

dez,

c)

el C

onte

nido

de

Impu

reza

s In

solu

bles

y d

) el

po

rcen

taje

de

mas

a pe

rdid

a de

los

tres

pro

ceso

s de

eli

min

ació

n de

sed

imen

tos

del A

CU

Prim

erS

egun

doTe

rcer

Pro

ceso

180

185

190

195

200

205

210

Indice de saponificación

Prim

erSe

gund

oTe

rcer

Proc

eso

1.8

2.1

2.4

2.73

3.3

Indice de acidez

Prim

erSe

gund

oTe

rcer

Proc

eso

0.9

1.3

1.7

2.1

2.5

2.9

Contenido impurezas insolubles

Prim

erS

egun

doTe

rcer

Pro

ceso

-46162636

% Masa perdida

67

3.3 DETERMINACIÓN DEL MEJOR PROCESO DE

BLANQUEAMIENTO PARA CADA ACEITE COMPARANDO

TRES MÉTODOS DE DECOLORACIÓN

El mejor proceso de blanqueamiento para el ACU y el ARP se determinó con base

en la comparación de los resultados de color y apariencia física luego de aplicar los

tres métodos de decoloración. Los parámetros utilizados en la medición de la

calidad del ACU y del ARP fueron la variación de color, Índice de Acidez, Índice de

Saponificación y contenido de impurezas insolubles.

3.3.1. DETERMINACIÓN DEL MEJOR PROCESO DE DECOLORACIÓN PARA

EL ACU

Para seleccionar el mejor proceso de decoloración para el ACU, se compararon los

resultados de color entre tres tipos de tratamientos de blanqueamiento, el primero

consistió en adsorción con carbón activado, el segundo en ozonización y el tercero

en decoloración con peróxido de hidrógeno.

Debido a que el color que presentó el ACU se debe a los productos de la reacción

de fritura y no a los carotenos como en el caso del ARP, el tratamiento que presentó

mejores resultados de decoloración en las pruebas preliminares fue la ozonización,

por tanto, en la experimentación, este tratamiento contó con tres variables de

diseño, tiempo y temperatura, así como la temperatura de calentamiento post

tratamiento.

Determinación de las mejores condiciones de operación del proceso de

ozonización para el ACU

El proceso de ozonización presentó como variables experimentales, el tiempo y la

temperatura de la reacción, así como la temperatura post tratamiento, cada una de

68

estas presentaron 3, 2 y 2 niveles respectivamente. Los valores de absorbancia del

ACU luego de aplicar el proceso de ozonización se presentan en las siguientes

tablas.

Tabla 3.9 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos a una temperatura de reacción de 16 ºC y sin calentamiento

post-tratamiento

Dosis de ozono (mol/L)

Tiempo (días)

0 1 4 6 8 13

0,1946 0,919 ± 0,02 0,919 ± 0,03 0,902 ± 0,04 0,846 ± 0,03 0,842 ± 0,04 0,828 ± 0,04 Ab

sorban

cia

0,1297 0,969 ± 0,02 0,965 ± 0,03 0,931 ± 0,02 0,877 ± 0,01 0,870 ± 0,01 0,868 ± 0,02

0,0649 1,009 ± 0,02 1,003 ± 0,02 0,984 ± 0,02 0,923 ± 0,01 0,912 ± 0,02 0,909 ± 0,02

σ (n=3)

Tabla 3.10 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos a una temperatura de reacción de 20 ºC y sin

calentamiento post-tratamiento

Dosis de ozono (mol/L)

Tiempo (días)

0 1 4 6 8 13

0,1946 0,929 ± 0,02 0,925 ± 0,03 0,892 ± 0,02 0,837± 0,01 0,824 ± 0,02 0,818 ± 0,02 Ab

sorban

cia

0,1297 0,952 ± 0,02 0,952 ± 0,03 0,924 ± 0,02 0,860 ± 0,02 0,842 ± 0,03 0,838 ± 0,02

0,0649 0,994 ± 0,02 0,992 ± 0,02 0,972 ± 0,01 0,908 ± 0,02 0,905 ± 0,02 0,863 ± 0,05

σ (n=3)

Tabla 3.11 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos a una temperatura de reacción de 16 ºC y con

calentamiento post-tratamiento

Dosis de ozono (mol/L)

Tiempo (días)

0 1 4 6 8 13

0,1946 0,964 ± 0,06 0,745 ± 0,01 0,713 ± 0,02 0,710 ± 0,02 0,699 ± 0,02 0,672 ± 0,01 Ab

sorban

cia

0,1297 0,957 ± 0,03 0,787 ± 0,04 0,760 ± 0,03 0,755 ± 0,03 0,750 ± 0,03 0,721 ± 0,05

0,0649 0,978 ± 0,03 0,873 ± 0,03 0,845 ± 0,03 0,852 ± 0,04 0,844 ± 0,03 0,799 ± 0,03

σ (n=3)

69

Tabla 3.12 Valores de los parámetros de calidad del ACU luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos a una temperatura de reacción de 20 ºC y con

calentamiento post-tratamiento

Dosis de ozono (mol/L)

Tiempo (días)

0 1 4 6 8 13

0,1946 0,976 ± 0,01 0,752 ± 0,01 0,723 ± 0,01 0,676 ± 0,01 0,666 ± 0,02 0,656 ± 0,02

Ab

sorban

cia

0,1297 0,992 ± 0,01 0,783 ± 0,02 0,745 ± 0,01 0,693 ± 0,02 0,680 ± 0,02 0,676 ± 0,02

0,0649 1,145 ± 0,05 0,884 ± 0,01 0,837 ± 0,01 0,749 ± 0,02 0,737 ± 0,02 0,704 ± 0,05

σ (n=3)

En las Figura 3.6 y Figura 3.7 se presentan los resultados de absorbancia a una

longitud de onda igual a 540 nm, en función del tiempo luego de aplicar el

tratamiento de decoloración mediante la reacción de ozonización. Se aplicaron dos

temperaturas de ozonización 16 ºC y 20 ºC, así como tres dosis de ozono

equivalentes a 0,0649, 0,1297 y 0,1946 mol/L.

Se midió la absorbancia por 13 días para establecer una tendencia de decoloración

y determinar el tiempo en que el aceite requerirá encontrarse en el tanque de

almacenamiento antes de ser enviado al proceso de envasado.

Figura 3.6 Valores de absorbancia a 540 nm del ACU luego del proceso de ozonización (T=16 ºC, diferentes tiempos de reacción) y calentamiento posterior a 20 ºC

0,8

0,9

1,0

0 2 4 6 8 10 12 14

Ab

sorb

anci

a

Tiempo después del tratamiento (días)

0,1946 0,1297 0,0649

Dosis de ozono (mol/L)

70

Figura 3.7 Valores de absorbancia a 540 nm del ACU luego del proceso de ozonización (T=20 ºC, diferentes tiempos de reacción) y calentamiento posterior a 20 ºC

Se puede observar que la absorbancia del aceite continúa disminuyendo hasta

aproximadamente 10 días después de la ozonización. Esto se debería

posiblemente a que las burbujas que se generaron en el proceso tuvieron un largo

tiempo de residencia, especialmente las de mayor tamaño, debido a la alta

viscosidad del medio (Xiong, Wang, Xu y Wang, 2003, p. 821). Al romperse dichas

burbujas con el paso de los días, continuaron generando reacciones de

decoloración.

Por otro lado, se observó que mientras menor era la dosis de ozono, mayor tendía

a ser el tamaño final de las burbujas, debido a que un menor caudal favorece el

flujo laminar y la coalescencia de las gotas.

Al tener burbujas de mayor tamaño, disminuye el área interfacial y como

consecuencia, se reduce la transferencia de masa entre el ozono y el ACU.

Además, en las Figura 3.6 y Figura 3.7 se observa que al tiempo cero, los valores

de absorbancia son diferentes para los tres tiempos de reacción. Esta observación

concuerda con lo antes expuesto, debido a que cuando el ozono tiene mayor área

contacto con el aceite, puede reaccionar más eficientemente y degradar las

moléculas que proporcionan color al aceite.

0,8

0,9

1,0

0 2 4 6 8 10 12 14

Ab

sorb

anci

a

Tiempo después del tratamiento (días)

0,1946 0,1297 0,0649

Dosis de ozono (mol/L)

71

Cabe indicar que, al momento de realizar la medición de la absorbancia, las

burbujas de ozono que seguían presentes en el aceite tratado pudieron interferir en

la trayectoria del haz de luz. Esto puede explicar la tendencia sigmoidal que se

observa en las curvas en mención (Rubinson y Rubinson, 2001, pp. 296-299).

Cirlini, Caligiani, Palla, De Ascentiis y Tortini (2012) analizaron la estabilidad de los

ozónidos en el aceite de girasol y determinaron que después de 16 h de realizar la

reacción, los ozónidos secundarios aún se encontraban presentes en el aceite

(p. 297), resultados que concuerdan con los valores de absorbancia medidos en

este estudio, ya que estos son mayores luego de aplicar el tratamiento y van

disminuyendo con el tiempo, lo que corroboró la presencia de compuestos que

interferían en las medidas de absorbancia.

En función del análisis anterior, se determinó, para las dos temperaturas de

ozonización, que la mejor dosis fue 0,1946 mol/L. En las Figura 3.8 yFigura 3.9 se

presenta la absorbancia en función del tiempo luego de aplicar el tratamiento de

decoloración mediante la reacción de ozonización, con un calentamiento posterior

a 60 °C. Se probaron temperaturas de reacción de 16 y 20 ºC y dosis de ozono

igual a 0,1946, 0,1297 y 0.0649 mol/L.

Figura 3.8 Absorbancia a 540 nm del ACU luego del proceso de ozonización (T=16 ºC,

diferentes tiempos de reacción) y calentamiento posterior a 60 ºC

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

0 2 4 6 8 10 12 14

Ab

sorb

anci

a

Tiempo después del tratamiento (días)

0,1946 0,1297 0,0649

Dosis de ozono (mol/L)

72

Figura 3.9 Absorbancia a 540 nm del ACU luego del proceso de ozonización (T=20 ºC, diferentes tiempos de reacción) y calentamiento posterior a 60 ºC

De acuerdo con lo descrito en el estudio realizado por Xiong et al. (2003), una mayor

viscosidad de la fase líquida se relaciona con un menor coeficiente de transferencia

de masa del gas en el líquido (p. 821). Al calentar el aceite, su viscosidad disminuye

y la transferencia de masa se incrementa, generando una mayor cantidad de

reacciones de decoloración.

Esto se evidencia en los valores de absorbancia alcanzados con un calentamiento

post tratamiento a 60 °C que fueron menores, que los correspondientes a una

temperatura de 20 °C. Por tanto, la dosis de ozono requerida para obtener el mejor

resultado en este caso también fue de 0,1946 mol/L.

En la Figura 3.10 se hace una comparación de los valores de absorbancia

obtenidos con la mejor dosis de ozono (0.1946 mol/L), cuando se variaron las

temperaturas de reacción (16 y 20 °C) y post tratamiento (20 y 60 °C).

0,60

0,70

0,80

0,90

1,00

1,10

1,20

0 2 4 6 8 10 12 14

Ab

sorb

anci

a

Tiempo después del tratamiento (días)

0,1946 0,1297 0,0649

Dosis de ozono (mol/L)

73

Figura 3.10 Resultados de absorbancia para cada proceso de ozonización del ACU.

Los dos mejores resultados correspondieron a los tratamientos que tuvieron un

calentamiento posterior a la ozonización. Esto se podría atribuir a la disminución de

la viscosidad que se produce cuando el aceite se calienta, lo que facilita la reacción.

En consecuencia, se encontró que las mejores condiciones para la ozonización del

ACU fueron a una temperatura de 20 ºC, una dosis de ozono de 0,1946 mol/L y un

calentamiento post tratamiento de 60 ºC.

Con lo que respecta al tiempo en que el aceite requerirá estar en los tanques de

almacenamiento antes de ir a su distribución, la Figura 3.10 muestra que el menor

tiempo se da cuando se aplicó un proceso de post-calentamiento dando un valor

alrededor de 6 días para que alcance una absorbancia de 0,66.

En la Figura 3.11 se observan las muestras para cada tratamiento de decoloración

con ozono para el ACU, donde el mejor resultado de color se obtuvo cuando se

aplicó una temperatura de ozonización igual a 20 ºC y un post-calentamiento de 60

ºC, luego de aplicar una dosis de ozono de 0,1946 mol/L. Esta figura evidencia

claramente la eficacia de aplicar ozono como reactivo decolorante.

0,60

0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

0 2 4 6 8 10 12 14

Ab

sorb

anci

a

Tiempo después del tratamiento (días)

16/20 20/20 16/60 20/60

Temperaturas de reacción y post tratamiento (ºC)

74

Figura 3.11 Comparación de resultados del ACU luego de aplicar 15 min el proceso de decoloración por ozonización

Al analizar los resultados de la figura anterior, donde se muestra que la temperatura

de ozonización no influye considerablemente en los valores de absorbancia de

acuerdo con los resultados obtenidos, sino más bien en la viscosidad del aceite y

por tanto en la transferencia de masa, se determinó que la mejor temperatura de

ozonización fue de 20 ºC y se requiere realizar un calentamiento post-tratamiento

a 60 ºC. En la Figura 3.12 se muestra el resultado del análisis ANOVA del gráfico

de medias para el valor de absorbancia de los cuatro tratamientos de ozonización

que se realizaron para la decoloración del ACU.

Figura 3.12 Gráfico de medias del valor de absorbancia para los cuatro tratamientos de con y sin post-calentamiento para el ACU

Tozo=16 ºC Tpost= 22 ºC

Tozo=20 ºC Tpost= 20 ºC

Tozo=16 ºC Tpost= 60 ºC

Tozo=20 ºC Tpost= 60 ºC

16cc 16sc 20cc 20sc

Tratamiento

0.64

0.68

0.72

0.76

0.8

0.84

0.88

Absorb

ancia

cc: con calentamiento post tratamiento sc: sin calentamiento post tratamiento

75

Al analizar el gráfico de medias que se presenta en la figura anterior, se determina

que las temperaturas de ozonización no influyen significativamente en los

resultados de absorbancia, debido a que no existió una diferencia significativa entre

los tratamientos donde la temperatura fue de 16 ºC con respecto a 20 ºC, se

seleccionó el rango de temperatura de ozonización de acuerdo con el requerimiento

energético para bajar la temperatura de la reacción a nivel industrial.

En la Tabla 3.13 se muestran los valores del porcentaje de decoloración para los

cuatro tratamientos de ozonización del ACU.

Tabla 3.13 Porcentaje de disminución de absorbancia para cada tratamiento de decoloración por ozonización para el aceite comestible usado

Tratamiento

% decoloración

Tratamiento %

decoloración Tpost-tratamiento [ºC]

Tozonización

[ºC] Tpost-tratamiento

[ºC] Tozonización

[ºC]

20 ± 1 16 ± 1 4,61± 5,01

60 ± 1 16 ± 1 22,58±1,58

20 ± 1 5,80 ±2,37 20 ± 1 24,39±2,35

σ (n=3)

Dato que al comparar con el valor inicial de absorbancia del ACU presenta 24,39 %

de disminución, además se evidencia que en las otras dos experiencias donde no

se aplicó un post-calentamiento, se obtuvo un porcentaje de decoloración

considerable en la dosis en la que los otros dos tratamientos lo hicieron.

Los valores expuestos en la Tabla 3.13, concuerdan con los resultados del estudio

realizado por Nandini y Sivasakthivel (2014, pp. 37-38), donde se enuncia que el

ozono presente en medios oleosos podría tener ventajas sobre los medios

gaseosos o acuosos, puesto que el aceite permanece en contacto interactuando

con la superficie durante un período más largo de tiempo, lo que dio como resultado

que la transferencia de masa sea más eficiente que en otros procesos de

blanqueamiento.

Una observación importante se denota en la pendiente de las curvas de

decoloración de las experiencias con post-tratamiento, donde estas presentan un

76

mayor valor a diferencia de las experiencias sin post-tratamiento. Por tanto, se

seleccionó como mejores condiciones de operación para el proceso de

decoloración con ozono a la dosis de ozono igual a 0,1946 mol/L, temperatura de

ozonización igual a 20 ºC y temperatura de post-tratamiento igual a 60 ºC.

Determinación del mejor proceso de decoloración para el ACU

Para determinar el mejor proceso de decoloración para el ACU, se compararon los

resultados de color de las mejores condiciones de operación del proceso de

ozonización mediante la medición de la absorbancia, con los resultados de los

procesos de decoloración con peróxido de hidrógeno y adsorción con carbón

activado. Los valores de absorbancia luego de aplicar cada tratamiento se muestran

en la Tabla 3.14.

Tabla 3.14 Valores de absorbancia a 540 nm luego de aplicar los tres procesos de decoloración para el ACU

Blanco Ozonización Carbón Peróxido

Ab

sorb

anci

a (n

m) Valores

0,878 0,661 1,231 0,729

0,867 0,674 1,182 0,729

0,858 0,634 1,183 0,765

Promedio 0,868 ± 0,01 0,660 ± 0,02 1,200 ± 0,03 0,740 ± 0,02

% Decoloración 0,00 24,39 -38,10 14,63

σ (n=3)

En la Figura 3.13 se muestran las medias de los valores de absorbancia para los

tres procesos de decoloración, donde se evidencia que existió una diferencia

significativa entre los tres tratamientos y aunque entre el proceso de decoloración

con ozono y peróxido de hidrógeno solo existió una diferencia de -0,075, este valor

denota, de acuerdo al análisis ANOVA, una diferencia estadísticamente

significativa.

77

Figura 3.13 Gráfico de medias del valor de absorbancia para los tres procesos de blanqueamiento del ACU

Esto se debería a que el ACU, tiene como componentes mayoritarios compuestos

productos del proceso de fritura como la croma-5, 6-quinona que presenta en su

estructura dobles enlaces carbono-carbono y pueden recibir dosis de ozono para

romper estas interacciones de acuerdo con el mecanismo formación de Criegge,

que se describió en la sección 1.2.2.2. En la Figura 3.14 se presentan las muestras

de ACU sin tratar y luego de aplicar los tres procesos de blanqueamiento.

Figura 3.14 Muestras de a) ACU sin tratar y luego de aplicar b) la ozonización, c) decoloración con peróxido de hidrógeno y c) adsorción con carbón activado

Adsorción Ozonización Peróxido

Proceso

0.64

0.74

0.84

0.94

1.04

1.14

1.24

Abs

orba

ncia

a) b) c) d)

78

Los valores de absorbancia de las muestras de ACU, luego de aplicar los tres

procesos de decoloración, presentan concordancia con lo descrito en el estudio

realizado por Gibon, De Greyt y Kellens (2007). Dichos autores mencionan que los

aceites sometidos a procesos de oxidación natural, pueden desarrollar compuestos

coloreados de tipo quinónico y que, al parecer, esta oxidación no solo desarrolla

nuevos pigmentos sino también estabiliza los pigmentos en contra de su

eliminación por adsorción física (p. 332).

En otros estudios con aceite de palma, se ha determinado que los carotenoides,

aparentemente, no vuelven a tomar color después de una oxidación natural. Por tal

motivo, aunque estos elementos sean removidos con facilidad en procesos de

adsorción, el efecto sobre la decoloración del aceite no es considerable (Gibon et

al., 2007, p. 331).

Por otro lado, como se puede observar en la Tabla 3.14, el porcentaje de

decoloración correspondiente a la adsorción con carbón activado, al contrario que

los otros métodos, muestra un incremento, resultado que se debería a que parte

del carbón utilizado se queda suspendido en el aceite y no puede ser eliminado por

filtración, lo cual es notorio en la Figura 3.14.

Adicionalmente a lo anterior, para seleccionar el mejor proceso de decoloración del

ACU se consideró el posible impacto ambiental que pueden tener los procesos

estudiados. Si se utiliza el proceso de decoloración con H2O2, la planta que se

diseñe presentaría un efluente que tendría que ser tratado para su correcta

disposición final, lo que resultaría un costo adicional.

En cambio, si se utiliza el proceso de ozonización, solo se requeriría de tanques de

almacenamiento donde el aceite permanecería hasta que la reacción termine. En

consecuencia, se seleccionó como mejor proceso de decoloración para el ACU al

proceso de ozonización, detallado en la sección 3.3.1.1.

79

3.3.2. DETERMINACIÓN DEL MEJOR PROCESO DE BLANQUEAMIENTO

PARA EL ARP

Para seleccionar el mejor proceso de blanqueamiento del ARP, se compararon los

resultados del color obtenido al aplicar tres tipos de tratamiento: adsorción con

carbón activado, ozonización y decoloración con peróxido de hidrógeno.

Como primer paso, se determinaron las mejores condiciones de operación del

proceso de adsorción con carbón activado, puesto que en pruebas preliminares fue

el que mostró los mejores resultados.

Se utilizó carbón activado microporoso debido a que sus partículas pueden

dispersarse más rápidamente en el aceite a temperaturas más altas, lo que

favorece al proceso de adsorción. Además, los carbones con distribuciones de

tamaño de partícula más grueso requieren mayor agitación para permanecer en

suspensión (Brooks et al. 2013, p. 1).

Determinación de las mejores condiciones de operación del proceso de

adsorción con carbón activado para el ARP

Los valores correspondientes al análisis ANOVA se observan en la Tabla 3.15, en

la cual se descompone la varianza de Absorbancia en dos componentes: un

componente entre grupos y un componente dentro del grupo. La razón F, que en

este caso es igual a 440,60, es una relación de la estimación entre grupos para la

estimación dentro del grupo.

Dado que el valor P en esta prueba, es menor a 0,05, hay una diferencia

estadísticamente significativa entre la media Absorbancia de un nivel de tratamiento

a otro al nivel de confianza del 95,0 %.

80

Tabla 3.15 Tabla ANOVA para la Absorbancia en relación a la temperatura de adsorción y la relación aceite/carbón activado

Fuente Df F-Relación P-Valor

Entre grupos 3 440,60 0,00

En la Figura 3.15 se presenta el gráfico de medias de la absorbancia del ARP luego

de su tratamiento mediante adsorción con carbón activado. Se consideraron dos

variables de diseño, con dos niveles cada una: temperatura de adsorción (110 y

140 °C) y la relación aceite: carbón activado (25:1 y 50:1).

Como se observa en la figura, el tratamiento que presentó los menores valores de

absorbancia fue aquel en el que se aplicó como temperatura de adsorción 140 ºC

y como relación aceite: carbón activado 25:1.

Figura 3.15 Gráfico de medias del valor de absorbancia para los cuatro tratamientos del primer proceso de blanqueamiento para el ARP (T = 110 ºC y 140 ºC; R = 25:1 y 50:1)

Por tanto, la temperatura y la relación aceite: carbón activado fueron factores

importantes en el proceso de decoloración del ARP debido a que, a una mayor

temperatura, la viscosidad del aceite disminuye y mejora la dispersión de partículas

del carbón activado en este fluido.

Como resultado, la resistencia al flujo es menor, lo que incrementa la capacidad del

ARP de mantener una partícula en suspensión; esta característica es inversamente

proporcional a la viscosidad del aceite (Brooks et al. 2013, p. 1).

110; 25:1 110; 50:1 140; 25:1 140; 50:1

Tratamiento

0

0.1

0.2

0.3

0.4

Abs

orba

ncia

81

En la Figura 3.16 se muestra la diferencia de la apariencia física (color) del aceite,

producto de la aplicación de la decoloración con carbón activado en las pruebas

preliminares, se observa que la muestra donde se aplicó mayor temperatura

presenta mejor aspecto, lo que reafirma lo descrito anteriormente.

Figura 3.16 Comparación del color del ARP luego del blanqueamiento por adsorción con carbón activado a diferentes temperaturas

En las pruebas preliminares se observó que, a las mismas condiciones de agitación,

el carbón microporoso se mantuvo en suspensión por mayor tiempo que el carbón

macroporoso; esto se debería a la densidad que presenta cada uno.

Por tanto, se seleccionó el carbón activado microporoso debido a que los carbones

con distribuciones de tamaño de partícula más grueso requieren mayor agitación

para permanecer en suspensión que los carbones con tamaño de partícula más

fino, ya que estos pueden dispersarse más rápidamente en el aceite a temperaturas

más altas, lo que favorece al proceso de adsorción (Brooks et al., 2013, p. 1). Al

analizar el efecto de la relación aceite: carbón activado, se encontró que la

proporción que generó una mayor remoción de color fue la de 25:1.

Esto puede deberse a que se tuvo una mayor cantidad de partículas de carbón

activado dispersas en el aceite y, por ende, una mayor superficie de contacto para

la adsorción de los pigmentos que proporcionan el color rojo al aceite, como los

carotenos. Como la temperatura influye directamente en la distribución de las

partículas del carbón en el aceite, en la Figura 3.17 se muestra el color del ARP

luego de los cuatro tratamientos aplicados. Se puede observar que la mejor

82

combinación correspondió a la temperatura de 140 ºC y la relación aceite: carbón

activado de 25:1, debido a que esta, proporcionó la cantidad de carbón activado,

requerida por el ARP para una correcta decoloración.

Figura 3.17 Comparación de resultados del ARP luego de aplicar decoloración con carbón activado

Como señala el estudio realizado por Nandini y Sivasakthivel (2014), los resultados

del aceite crudo luego de aplicar la decoloración con carbones activados, indicó

una variación directamente proporcional de la eficiencia de blanqueo del carbón

activado con el tiempo de contacto y la masa del material absorbente (p. 37).

Al tener una mayor cantidad de carbón activado como agente adsorbente, se

asegura que el área de contacto sea el necesario para que los carotenos sean

adsorbidos por este material, por lo que el tratamiento seleccionado se relaciona

con una temperatura más alta, lo cual puede representar mejores tasas de filtración

del ARP, dado que su viscosidad disminuye.

Además, los resultados de absorbancia del aceite de rojo tratado, demostraron que

el carbón activado elimina directamente los pigmentos vegetales no deseados

como los carotenoides, las clorofilas etc. Por tanto, la adsorción de cuerpos de color

aumentó rápidamente con un aumento de la temperatura y la masa de los

absorbentes. También, se determinó que no existieron cambios evidentes para los

contenidos de ácidos grasos libres en el blanqueamiento con carbón activado para

el aceite. Luego de analizar todos los resultados se seleccionó como mejores

T=110 ºC R= 50:1

T=140 ºC R= 50:1

T=140 ºC R= 25:1

T=110 ºC R= 25:1

83

condiciones de operación al tratamiento donde se aplicó una temperatura de 140

ºC y una relación de aceite: carbón activado de 25:1.

Determinación del mejor proceso de decoloración para el ARP

Se compararon los resultados de color del ARP tratado bajo las mejores

condiciones de operación del proceso de adsorción con carbón activado, con los

resultados de los procesos de ozonización y de decoloración con peróxido de

hidrógeno. Estos resultados se muestran en la Tabla 3.16.

Tabla 3.16 Valores de Absorbancia a 540 nm luego de aplicar los tres procesos de decoloración para el ARP

Repetición Promedio

% Decoloración 1era 2da 3era

Aceite sin tratar 0,949 0,951 0,947 0,949 --

Peróxido de hidrógeno 0,808 0,809 0,800 0,806 15,10 ± 0,52

Adsorción 0,083 0,081 0,084 0,083 91,29 ± 0,16

Ozonización 0,857 0,863 0,848 0,856 9,80 ± 0,80

σ (n=3)

En la Figura 3.18 se muestra el gráfico de medias de los valores de absorbancia

para los tres procesos mencionados.

Figura 3.18 Gráfico de medias (LSD, α=0,05) del valor de absorbancia para los tres procesos de blanqueamiento del ARP

Adsorción Decoloración H Ozonización

Tratamiento

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

Abso

rbanci

a

84

Se puede observar que el mejor proceso de blanqueamiento para el ARP fue la

adsorción con carbón activado, el cual presentó una disminución del color del

91,29 % con respecto al valor del aceite sin tratar. Esto se debería a que los

carotenos presentes en este aceite fueron removidos con facilidad por adsorción

en el carbón, lo que permitió que el color pase de un tono rojizo a amarillo.

De acuerdo con lo expuesto en la sección 1.1.4.1, donde se describió el proceso

de fritura, se tiene que en la primera fase se transfiere agua desde el alimento hacia

el aceite, lo que evidenciaría la existencia de agua en ACU, al contrario que en el

ARP.

Con base en el Mecanismo de Criegee, que se enuncia en la sección 1.2.2.3, un

factor importante en esta reacción es el agua ya que favorece la formación de

hidroperóxidos, elemento que no se encuentra en el ARP y que como consecuencia

al parecer la reacción solo llega hasta el paso de formación del compuesto carbonilo

y óxido de carbonilo, lo que da como resultado final que el ARP no se decolore al

contrario que el ACU.

Además, los otros procesos no fueron efectivos, probablemente debido a que la

viscosidad del aceite dificultó las reacciones de descomposición de los pigmentos

por los agentes oxidantes ozono y peróxido de hidrógeno, respectivamente.

En estudios relacionados con el presente, se han obtenido resultados similares.

Maskan y Bağcı (2003) determinaron que el tratamiento de purificación con carbón

activado disminuyó la viscosidad del ARP y su color (p. 218). Kheang, Subari y

Kadir (2011) encontraron que los mejores resultados de decoloración

correspondieron al blanqueamiento con carbón activado como adsorbente (p.

1 189).

En la Figura 3.19 se presentan las muestras de aceite rojo, luego de aplicar los tres

procesos de blanqueamiento junto a la muestra sin tratamiento. Se observa

claramente que el mejor proceso de blanqueamiento fue la adsorción con carbón

85

activado, con un porcentaje de remoción de color del 90,48 %, resultado que

concuerda con el estudio realizado por Nandini y Sivasakthivel (2014, p. 37).

Figura 3.19 Muestras de ARP luego de aplicar los procesos de: a) adsorción con carbón activado, b) decoloración con peróxido de hidrógeno, c) ozonización y d) aceite sin tratar

En resumen, el mejor tratamiento para el ARP no fue el mismo que para el ACU,

por varios factores, uno de ellos es el tipo de compuestos coloreados de cada

aceite, debido a que las sustancias que les proporcionan color son distintas; en el

ARP son los carotenoides quienes le dan un color característico, mientras que en

el ACU se encuentran compuestos como la croma-5,6-quinona, generados durante

el proceso de fritura y que le dan al aceite una coloración oscura.

La adsorción con carbón activado fue eficiente para remover los carotenoides del

ARP, mientras que la ozonización presentó mejores resultados en la degradación

de los productos de la fritura con el ACU.

3.4 DISEÑO DE UNA PLANTA PARA LA REFINACIÓN Y

BLANQUEAMIENTO DE ACEITE COMESTIBLE USADO Y

ACEITE ROJO DE PALMA CON UNA CAPACIDAD 1 250

T/AÑO

a) b) c) d)

86

El sistema de refinación y blanqueamiento se dimensionó para tratar un caudal

promedio de 5,75 m3/día de aceite comestibles usado y 6,65 m3/día de ARP, donde

alrededor de 2 703,60 kg/día son sólidos sedimentables provenientes del proceso

de fritura.

Esta capacidad se obtuvo a partir de la base de datos de la Secretaria del Distrito

Metropolitano de Quito y los datos de producción de aceite de palma en Ecuador.

De los resultados obtenidos en la experimentación a escala de laboratorio de las

secciones: 3.4.1, 3.4.2, 3.4.3, se realizó el balance de masa, el escalado y diseño

de los equipos que conforman el proceso de refinación y blanqueamiento, bajo la

consideración de que este sistema debería contar con los procesos de clarificación,

agitación, filtración, ozonización, calentamiento y decoloración para el ACU,

mientras que para el aceite rojo de palma consta de calentamiento, filtración,

homogeneización y filtración.

3.4.1. BALANCE DE MASA

El balance de masa se realizó para un día de operación y una capacidad de

tratamiento de 5,75 de ACU y 6,65 de ARP, dato reportado por

los gestores ambientales y la industria extractora de aceite, respectivamente.

El diagrama de flujo del sistema de refinación y blanqueamiento para el ACU y el

ARP se observan en las Figuras 3.20 y 3.21 respectivamente. Mediante el balance

de masa, se definieron los flujos másicos para las diferentes corrientes del sistema

refinación y blanqueamiento.

Con base en el balance de masa, se determinaron los flujos másicos para las

diferentes corrientes de planta de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP.

87

CALENTAMIENTO I(T=50ºC)

Aceite rojo[6000 kg/d]

FILTRACION I(Filtro prensa)

HOMOGENEIZACION(T=140ºC, 30min)

FILTRACION II(T= 140ºC, filtro prensa)

Carbón activado (25:1)[239,94 kg/d]

Aceite rojo[6000 kg/d]

Aceite + C.A.[6238,42 kg/d]

Aceite blanqueado[5938,50]

ESCUELA POLITECNICA NACIONAL

CARRERA DE INGENIERIA QUIMICA

NOMBRE DEL PROYECTO

Planta de Refinación y blanquemiento de aciete comestible usado y aceite rojo de palma

Elaborado por: Tania Vanesa Parra Escorza

Fecha: Julio 2015

Página:

1 de 2BFD

Sólidos [1,52 kg/d]

REGENERACION DE CARBON ACTIVADO Y

RECUPERACION DEL A.R.

C.A. usado +A.R[539,86 kg/d]

CALENTAMIENTO II(T=140ºC)

Aceite rojo[5998 kg/d]

Aceite rojo[5998 kg/d]

Figura 3.20 Diagrama de flujo del sistema de blanqueamiento de ARP

88

CLA

RIF

ICA

CIO

N I

(ts=

41 m

in)

Ace

ite c

om

est

ible

usado

[5000 k

g/d

]

AG

ITA

CIO

N I

(t=

30 m

in)

DIL

UC

ION

(T=

25ºC

)

Agua

[2245,4

4 k

g/d

]

NaC

l[1

18,1

8 k

g/d

]

CA

LE

NT

AM

IEN

TO

I(T

=40ºC

)

Salm

uera

5%

[2238,2

8 k

g/d

]

CLA

RIF

ICA

CIO

N II

(ts=

5 m

in)

OZ

ON

IZA

CIO

N(t

s=

15 m

in)

DE

CO

LO

RA

CIO

N(t

d=

6 d

ías)

Sólid

os

(tp >

1m

m)

[285 k

g/d

]

AG

ITA

CIO

N I

I(t

=15 m

in)

FIL

TR

AC

ION

(Filt

ro p

rensa)

Salm

uera

5%

[2238,2

8 k

g/d

]

Salm

uera

5%

[125,3

4 k

g/d

]

Ace

ite +

sólid

os

(tp<

1m

m)

[4715 k

g/d

]

Ace

ite +

sólid

os

+ s

alm

uera

[6953,2

8 k

g/d

]

Sólid

os

(tp <

1m

m)

[112,8

1 k

g/d

]A

ceite n

o re

cupera

do[3

9,6

1 k

g/d

]

Sólid

os

[1,0

25 k

g/d

]

CA

LE

NT

AM

IEN

TO

II

(T=

60ºC

)

Ozono

[0,0

3 k

g/d

]

Ace

ite +

sólid

os

+ s

alm

uera

[2740.4

7 k

g/d

]

Ace

ite

[4450,9

6 k

g/d

]A

ceite

[224,4

3 k

g/d

]

Ace

ite p

urifi

cado

[4675,3

9 k

g/d

]

Ace

ite o

zoniz

ado

[4675,3

9/d

]

Ace

ite o

zoniz

ado

[4675,4

2 k

g/d

]

Ace

ite d

ecolo

rado

[4675,3

9 k

g/d

]

ES

CU

EL

A P

OL

ITE

CN

ICA

NA

CIO

NA

L

CA

RR

ER

A D

E I

NG

EN

IER

IA Q

UIM

ICA

NO

MB

RE

DE

L P

RO

YE

CT

O

Pla

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de

Refin

ació

n y

bla

nq

ue

mie

nto

de

acie

te c

om

estib

le u

sa

do

y a

ce

ite

ro

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e p

alm

a

Ela

bo

rad

o p

or:

Ta

nia

Va

nesa

Pa

rra

Esco

rza

Fe

ch

a:

Ju

lio 2

01

5

Pá

gin

a:

2 d

e 2

BF

D

Sólid

os

(tp >

1m

m)

[12,5

3 k

g/d

]

Fig

ura

3.2

1 D

iagr

ama

de f

lujo

del

sis

tem

a de

ref

inac

ión

de A

CU

89

3.4.2. DIAGRAMA DE FLUJO DEL PROCESO DE REFINACIÓN Y

BLANQUEAMIENTO

Para realizar el diagrama de flujo se utilizó como herramienta gráfica, el diagrama

de Gantt, que permitió identificar el tiempo de dedicación previsto para las

diferentes actividades del proceso de refinación y blanqueamiento.

En la Figura 3.22 se muestra el diagrama de Gantt, para cada aceite con sus

respectivas operaciones unitarias. Se observa que la planta trabajará durante 9 h y

que en cada equipo se consideró un tiempo para la limpieza del mismo.

Además, este diagrama permite evidenciar que el proceso propuesto es de fácil

manejo. La planta funciona bajo una modalidad “batch” debido a que a que el

volumen de aceite a tratar es bajo, 5,75 (m3/día) de ACU y 6,65 (m3/día) de ARP,

comparada con plantas industriales. Con base en las capacidades de los equipos

se determinó un total de tres lotes al día para ser procesados.

3.4.3. ESCALADO DE LOS EQUIPOS

Los equipos requeridos para la planta de refinación y blanqueamiento de ACU y

ARP se detallan en las siguientes secciones.

Escalado del tanque de almacenamiento del ARP

Se consideraron los siguientes factores para el escalado del tanque de

almacenamiento (Esquivel, 2009, p. 67).

90

Ace

ite

Áre

a E

quip

o A

ctiv

idad

T

iem

po

[h]

8:00-8:30

8:30-9:00

9:00-9:30

9:30-10:00

10:00-10:30

10:30-11:00

11:00-11:30

11:30-12:00

12:00-12:30

12:30-13:00

13:00-13:30

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14:00-14:30

14:30-15:00

15:00-15:30

15:30-16:00

16:00-16:30

16:30-17:00

17:00-17:30

17:30-18:00

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AR

P

91

· Condiciones de almacenamiento a temperatura ambiente y presión atmosférica

de la ciudad de Quito.

· Volumen de ARP para almacenamiento por día de 6,65 m3

· Tres tanques de almacenamiento de forma cilíndrica con cabezas elipsoidales

· Llenado del tanque en un 80 % de su capacidad

· Alimentación del aceite a los tanques de 2,22 [m3/h]

Se utilizará acero inoxidable y su construcción se realizará con base en las

características y dimensiones que se presentan en la Tabla 3.17.

Tabla 3.17 Características y dimensiones del tanque de almacenamiento

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Material NA Acero inoxidable Diámetro 1,24 m

Volumen 2,77 m3 Número de tanques 3 NA

Altura 2,49 m

En catálogos, se encuentran tanques de almacenamiento de forma elipsoidal marca

Tapidol, con capacidades similares, debido a que se diseñan en función de

cantidades normalizadas. Las características del tanque, se representan en

la¡Error! La autoreferencia al marcador no es válida.

Tabla 3.18 Capacidad y dimensiones del tanque de almacenamiento de aceite rojo, por catálogo

Volumen Diámetro (m) Altura (m)

3,00 1,60 2,25

*Tapidol, 2005, p.6

El diagrama esquemático del tanque de almacenamiento se observa en Figura AII.1

Escalado del clarificador primario para el ACU

Para el escalado del tanque de clarificación se consideraron los siguientes factores.

92

· Condiciones de clarificación idénticas a los resultados experimentales de la

Sección 3.2.1

· Proceso de clarificación a temperatura ambiente y presión atmosférica de la

ciudad de Quito.

· Proceso de lavado “batch”, en 3 lotes por día.

· Volumen de aceite que se tratará por lote en el proceso de clarificación será de

1,92 m3 para un lote, donde 31,67 kg son sólidos sedimentables provenientes

del proceso de fritura de alimentos.

· Tiempo necesario para alcanzar la concentración de sólidos con tamaño de

partícula mayor a 3 mm de 41 min.

· Tanque de clarificación con tiempo de funcionamiento de las 24 h al día.

· Mantenimiento del tanque de clarificación programado para 1 semana.

Los cálculos respetivos para el escalado del tanque de clarificación se encuentran

en el Anexo III. Los resultados del escalado del tanque de clarificación se

representan en la Figura AIII.2. Las dimensiones se muestran en la Tabla 3.19. En

catálogos existe un tanque de clarificación con similares dimensiones que el

diseñado en este trabajo, en la Tabla 3.20 se muestran las magnitudes del tanque

según el catálogo.

Tabla 3.19 Características y dimensiones del tanque de clarificación para el ACU

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Material NA Acero al carbono Diámetro 2,03

Volumen 2,39 Tiempo de residencia 41

Altura 1,50 Número de tanques 3 NA

Tabla 3.20 Capacidad y dimensiones del clarificador por catálogo para el ACU

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Modelo *DSD-0111 NA Diámetro 1,50

Volumen 2,50 Altura 2,60

(*Hydro Water, S.L., 2005, p.2)

93

Escalado del tanque agitado de dilución de salmuera

Para el escalado del tanque de lavado se consideraron los siguientes factores:

· Proceso de dilución se realizará a temperatura ambiente y presión atmosférica

de la ciudad de Quito.

· Proceso de dilución se realizará de forma “batch” y en tres lotes.

· Volumen de salmuera requerida será de 2,17 m3 para un día de operación.

· Dilución y calentamiento de la salmuera se realizará en el mismo tanque de

forma consecutiva.

· Tiempo necesario para alcanzar la dilución será de 30 min y para calentar la

mezcla será de 30 min, por lo que el tanque funcionará las 5 h al día.

Los cálculos respetivos para el escalado del tanque de dilución se encuentran en

el Anexo III. Los resultados del escalado se representan en la Tabla 3.21.

Tabla 3.21 Características y dimensiones del tanque de dilución de salmuera

Tanque Sistema de agitación

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Material NA Acero inoxidable Tipo de impulsor NA Turbina

Número de tanques 1 NA Número de impulsores 1 NA

Tipo cabeza NA Elipsoidal Diámetro 0,29 m

Tipo de base NA Cónica Separación con la base 0,29 m

Volumen 0,90 Ancho del deflector 0,09 m

Altura 1,55 m Número de deflectores 4 NA

Diámetro 0,88 m Ancho del impulsor 0.06 m

Tiempo de residencia 1 h Largo del impulsor 0,07 m

Espesor 0,01 m Potencia requerida 0,5 kW/m3

Altura del líquido 0,88 m3

En catálogos existe un tanque agitado con similares dimensiones que el diseñado

en este trabajo. En la Figura AIV.2 se muestran las magnitudes del tanque según

el catálogo.

94

Tabla 3.22 Capacidad y dimensiones del tanque de dilución de salmuera por catálogo

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Modelo ZXB-1500 NA Altura 1,5

Volumen 2,2 Tipo de motor Eléctrico NA

Diámetro 1,5

(Joyal, 2015, p.1)

El diagrama esquemático del tanque de dilución de salmuera se observa en la

Figura AIV.2.

Clarificador secundario (lavado con salmuera)

En este proceso es necesario dimensionar dos tanques de lavado, debido a que un

porcentaje de aceite se perderá al momento de realizar la separación de fases entre

el aceite y la salmuera, por tanto, se requerirá evitar pérdidas de aceite, al utilizar

un segundo tanque. Se espera recuperar el 85 % de aceite que no se separó en el

primer clarificador secundario.

Para el escalado de los tanques de lavado se consideraron los siguientes factores:

· Condiciones de lavado idénticas a los resultados de la sección 3.3

· Proceso de lavado se realizará a temperatura ambiente y presión atmosférica

de la ciudad de Quito.

· Proceso de lavado se realizará de forma “batch” y en tres lotes.

· Volumen de mezcla será de 7,59 para un día de operación.

· Proceso de lavado consistirá de dos operaciones, agitación con salmuera y

clarificación, los mismos que se realizarán en el mismo tanque de forma

consecutiva.

· Tiempo necesario para realizar la agitación será de 30 min y para la clarificación

será de 10 min. Cada clarificador secundario operará 5 h al día.

· El mantenimiento de los clarificadores secundarios se programará para 1

semana, donde la planta parará el proceso de refinación y blanqueamiento.

95

Los cálculos respetivos para el escalado de los dos clarificadores secundarios se

encuentran en el Anexo IV. Los resultados del escalado de los clarificadores se

representan en las Tabla 3.23 y 3.24.

Tabla 3.23 Características y dimensiones del tanque de lavado primario con salmuera

Tanque Sistema de agitación

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Material NA Acero inoxidable Tipo de impulsor NA Turbina

Número de tanques 1 NA Número de impulsores 2 NA

Tipo cabeza NA Elipsoidal Diámetro 0,41 m

Tipo de base NA Cónica Separación con la base 0,41 m

Volumen 2,53 Ancho del deflector 0,12 m

Altura 3,71 m Número de deflectores 4 NA

Diámetro 1,24 m Ancho del impulsor 0.08 m

Tiempo de residencia 40 min Largo del impulsor 0,10 m

Espesor 0,01 m Potencia requerida 0,50 kW/m3

Altura del líquido 1,24 m Distancia superior 0,82 m

Distancia inferior 0,41 m

Tabla 3.24 Características y dimensiones del tanque de lavado secundario con salmuera

Tanque Sistema de agitación

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Material NA Acero inoxidable Tipo de impulsor NA Turbina

Número de tanques 1 NA Número de impulsores 2 NA

Tipo cabeza NA Elipsoidal Diámetro 0,28 m

Tipo de base NA Plana Separación con la base 0,28 m

Volumen 0,86 Ancho del deflector 0,08 m

Altura 2,48 m Número de deflectores 4 NA

Diámetro 0,83 m Ancho del impulsor 0.06 m

Tiempo de residencia 40 min Largo del impulsor 0,07 m

Espesor 0,01 m Potencia requerida 0,50 kW/m3

Altura del líquido 0,83 m Distancia superior 0,55 m

Distancia inferior 0,28 m

96

En catálogos existen tanques agitados con similares dimensiones que los

diseñados en este trabajo. En la Tabla 3.25 se muestran las magnitudes del tanque

según el catálogo

Tabla 3.25 Capacidad y dimensiones de los tanques de lavado primario y secundario por catálogo por catálogo

Tanque lavado primario Tanque lavado secundario

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Modelo BLS NA Modelo BLS NA

Volumen 3,00 Volumen 0,90

Diámetro 1,41 Diámetro 1,01

Altura 4,00 Altura 1,22

Potencia del motor 1,5 kW Potencia del motor 0,55 kW

(Zhejiang L&B Fluid Equipment Co., Ltd., 2015, p.2)

Los diagramas esquemáticos de cada tanque de lavado se observan en las Figura

AIV.3 y Figura AIV.4

Tanque de decoloración con carbón activado

Para el escalado del tanque de decoloración se consideraron los siguientes

factores:

· Condiciones de decoloración idénticas a los resultados de la sección 3.3

· Proceso de decoloración se realizará a temperatura ambiente y presión

atmosférica de la ciudad de Quito.

· Proceso de decoloración se realizará de forma “batch”, cada día se procesará

el aceite rojo en tres lotes.

· Volumen de ACU a tratar será de 6,65 para un día de operación.

· Se requerirá 3 tanques debido a que existirá un proceso de calentamiento, para

disminuir mejorar la decoloración.

· El tanque de decoloración funcionará 2 h al día.

97

· El mantenimiento del tanque de clarificación se programará para 1 semana,

donde la planta parará el proceso de refinación y blanqueamiento.

Los cálculos respetivos para el escalado del tanque de decoloración se encuentran

en el Anexo IV. Los resultados del escalado del tanque de lavado se representan

en la Tabla 3.26.

Tabla 3.26 Características y dimensiones del tanque de decoloración con carbón activado

Tanque Sistema de agitación

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Material NA Acero inoxidable Tipo de impulsor NA Turbina

Número de tanques 1 NA Número de impulsores 2 NA

Tipo cabeza NA Elipsoidal Diámetro 0,28 m

Tipo de base NA Plana Separación con la base 0,28 m

Volumen 0,86 Ancho del deflector 0,08 m

Altura 2,48 m Número de deflectores 4 NA

Diámetro 0,83 m Ancho del impulsor 0.06 m

Tiempo de residencia 40 min Largo del impulsor 0,07 m

Espesor 0,01 m Potencia requerida 0,50 kW/m3

Altura del líquido 0,83 m Distancia superior 0,55 m

Distancia inferior 0,28 m

En catálogos existe un tanque de decoloración con similares dimensiones que el

diseñado en este trabajo. En la Tabla 3.27 se muestran las magnitudes del tanque

según el catálogo. El diagrama esquemático del tanque de decoloración se observa

en la Figura AIV.5

Tabla 3.27 Capacidad y dimensiones del tanque de decoloración por catálogo

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Modelo BLS NA Altura 1,22

Volumen 0,90 Potencia del motor 0,55 kW

Diámetro 1,01

(Zhejiang L&B Fluid Equipment Co., Ltd., 2015, p.2)

98

Escalado de la columna de ozonización

Para el escalado de la columna de ozonización se consideraron los siguientes

factores:

· Condiciones de decoloración idénticas a los resultados experimentales de la

Sección 3.4

· Proceso de ozonización se realizará a temperatura ambiente y presión

atmosférica de la ciudad de Quito.

· Tanque de ozonización funcionará 5,5 h al día.

· Proceso de ozonización se realizará de forma “batch”, cada día se procesará el

aceite comestible refinado en tres lotes.

· Volumen de aceite comestible refinado a tratar será de 5,37 para un día de

operación.

· Se considerará a la columna como un tanque, donde el ozono entrará por la

parte inferior, para de esta manera ayudar a la transferencia del gas en el

líquido.

· Mantenimiento del tanque de ozonización se programará para 1 semana, donde

la planta parará el proceso de refinación y blanqueamiento.

Los cálculos respetivos para el escalado del tanque de ozonización se encuentran

en el Anexo V y los resultados se representan en la Tabla 3.28

Tabla 3.28 Características y dimensiones del tanque de clarificación para el ACU

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Material NA Acero al carbono Diámetro 0,94

Volumen 1,79 Tiempo de residencia 15

Altura 1,89 Número de tanques 1 NA

En catálogos existe un tanque de ozonización con similares dimensiones que el

diseñado en este trabajo. En la Tabla 3.29 se muestran las magnitudes del tanque

según el catálogo.

99

Tabla 3.29 Capacidad y dimensiones de la columna de ozonización por catálogo

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Modelo ZT-2000 NA Diámetro 1,30

Volumen 2,00 Altura 1,50

(Wenzhou Jhen Ten Machinery Co., Ltd., 2015, p.35)

El diagrama esquemático de la columna se observa en la Figura AV.1.

Escalado del tanque de almacenamiento de aceite ozonizado

Este tanque de almacenamiento cumple un papel muy importante dentro del

proceso de ozonización, puesto que de acuerdo con los resultados que se muestran

en la sección 3.4, es necesario un tiempo igual a 6 días para que el aceite ozonizado

presente un porcentaje de decoloración deseado.

Para el escalado del tanque de almacenamiento de aceite ozonizado se

consideraron los siguientes factores:

· Condiciones de almacenamiento luego de aplicar ozono serán idénticas a los

resultados experimentales de la sección 3.4

· Almacenamiento se realizará a temperatura ambiente y presión atmosférica de

la ciudad de Quito y se realizará de forma “batch”, cada día se procesará el

aceite ozonizado en tres lotes.

· El volumen de aceite comestible ozonizado a tratar será de 5,37 para un día

de operación.

· Se considerará a la columna como un tanque, donde el ozono entrará por la

parte inferior, para de esta manera ayudar a la transferencia del gas en el

líquido.

Los cálculos respetivos para el escalado del tanque de almacenamiento de aceite

ozonizado se encuentran en el Anexo II y los resultados se representan en la Tabla

3.30.

100

Tabla 3.30 Características y dimensiones del tanque de almacenamiento para el aceite ozonizado

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Material NA Acero al carbono Diámetro 1,63

Volumen 6,18 Tiempo de residencia 6 días

Altura 3,25 Número de tanques 6 NA

En catálogos existe un tanque de almacenamiento con similares dimensiones que

el diseñado en este trabajo. En la Tabla 3.31 se muestran las magnitudes del tanque

según el catálogo.

El diagrama esquemático del tanque de almacenamiento para el aceite ozonizado

se observa en la Figura AII.2

Tabla 3.31 Capacidad y dimensiones del tanque de almacenamiento del aceite ozonizado por catálogo

Parámetro Valor Unidad Parámetro Valor Unidad

Modelo RPHP6 NA Diámetro 1,90

Volumen 6,23 Altura 3,19

(CRYOLOR, 2015, p.1)

Escalado de los filtros prensa

Para el escalado de los filtros prensa para el proceso de refinación y

blanqueamiento del ACU y del ARP se consideraron los siguientes factores:

· El proceso de filtración se realizará a temperatura ambiente y presión

atmosférica de la ciudad de Quito.

· El proceso de filtración se realizará de forma continua para los dos aceites.

· El mantenimiento de los filtros se programará para 1 semana.

· El dimensionamiento para cada filtro se realizó con base en el volumen de aceite

a ser filtrado, los resultados para cada filtro se representan en la Tabla 3.32.

101

Tabla 3.32 Características y dimensiones de los filtros prensa por catálogo

Filtro Modelo Volumen [ ]

Área [ ]

Número de hojas

Altura [m]

Volumen de cake máximo [ ]

F-301 SEV 30 2,74 30 15 3,0 0,75

F-302 SEV 10 0,95 10 9 2,6 0,25

F-101 SEV 30 2,74 30 15 3,0 0,75

F-501 SEV 10 2,74 30 15 3,0 0,75

(SAIFCO INDUSTRIES, 2015, p.2)

En la Figura AVI.1 se muestra un ejemplo del diagrama esquemático del filtro

prensa que se utilizará en la planta de refinación y blanqueamiento. Finalmente, en

la Tabla 3.33 se muestra un resumen general esquemático de los equipos

diseñados en este estudio.

Tabla 3.33 Resumen de equipos diseñados para el proceso de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP

tanque de almacenamiento para

aceite rojo

tanque de almacenamiento para

aceite ozonificado

tanque clarificador primario

tanque de dilución de salmuera

clarificador secundario -1

clarificador secundario-2

tanque de decoloración para el

ARP filtro prensa

102

3.4.4. DISEÑO DEL SISTEMA HIDRÁULICO

El diseño del sistema hidráulico se realizó con base en el dimensionamiento de los

equipos, el balance de masa. Se utilizaron válvulas globo, de bola, de globo, de

compuerta y check, así como codos de 90º y T para direccionar el flujo dentro de

toda la planta.

Selección de tuberías

La selección de tuberías se determinó en función de los flujos de cada corriente y

de sus propiedades, los cálculos que se aplicaron y los resultados que se

obtuvieron se muestran en la Tabla AVII.3.

Selección de bombas para el sistema hidráulico

Se determinó el uso de 9 bombas para las corrientes: 10, 17, 18, 20, 21, 32 y 33,

en esta última se requerirá de tres bombas, debido a que la corriente se dividirá en

tres ya que se trabajará con un lote a la vez.

La función principal de cada bomba será mantener un flujo constante de ACU y

ARP, respectivamente, además deben contrarrestar las pérdidas de carga de los

filtros prensa. En la Tabla AVII.4 se muestran las características de las bombas

requeridas.

3.4.5. DIAGRAMAS DE PROCESO

Los diagramas de procesos se diseñaron con base en los resultados

experimentales, en los balances de masa, diseños del sistema hidráulico y el

escalado de los equipos del sistema de refinación y blanqueamiento para el ACU y

el ARP.

103

Diagrama de flujo (PFD)

El diagrama de flujo PFD el sistema de refinación de ACU y ARP se observa en la

Figura 3.24.

Diagrama de instrumentación y tuberías (P&ID)

Para realizar este diagrama es necesario conocer la filosofía de control del proceso

de refinación y blanqueamiento, es por tanto que a continuación se detallaran los

sistemas de control para los diferentes procesos que conforman el tratamiento.

a. Control de nivel en el clarificador primario TK-101

La Figura 3.23 muestra el sistema de control implementado para el tanque TK-101

que consta de un sensor de nivel que se encuentra en la parte posterior del tanque.

Mediante una señal mecánica, el sensor interactúa con el transmisor LIT-01 para

convertir la señal mecánica en eléctrica. Esta señal será recibida por el controlador

LC-01, donde será comparada con el valor propuesto y en función del resultado

mandará una señal a la válvula VC-01 para manipular el flujo de ACU a la salida

del clarificador primario. Además de este clarificador se implementó el mismo

sistema a los clarificadores TK-102 y TK-103.

TK-101

LIT-01LC-01

VC-01

2

Figura 3.23 Sistema de control a implementar en el clarificador TK-101

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20

21

22

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22

22

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25

27

27

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27

29

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28

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30

31

32

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25

26

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105

b. Control de nivel en el clarificador secundario TK-301

La Figura 3.25 muestra el sistema de control a implementar en el clarificador

secundario TK-301 que consta de dos sensores de nivel, los mismos que se

encontrarían en la parte posterior del tanque a diferentes alturas.

Los sensores enviarán una señal mecánica a los transmisores LT-02 y LT-03

respectivamente, donde la señal mecánica se convertirá en eléctrica y

posteriormente será recibida por los controladores LC-02 y LC-03, donde será

comparada con el valor propuesto y según el resultado mandarán una señal a las

válvulas VC-02 y VC-03 para manipular el flujo de aceite comestible purificado y la

mezcla de salmuera con aceite respectivamente. Además de este clarificador se

implementará el mismo sistema al clarificador TK-302.

TK-301

LIT-02LC-02

VC-02

11

B-301

LIT-03 LC-03

VC-03

10

Figura 3.25 Sistema de control a implementar en el clarificador TK-301

c. Control de nivel en el tanque de dilución T–201 y el tanque de decoloración con

carbón activado TA-501

La Figura 3.26 muestra el sistema de control a implementar en el tanque de dilución

de salmuera T-201, que consta de dos sensores de nivel que se encuentran en la

parte posterior del tanque.

106

El primer sensor, mediante una señal mecánica, interactúa con el transmisor LIT-

04 para convertir la señal mecánica en eléctrica. Esta señal será recibida por el

controlador LC-04, donde será comparada con el valor propuesto y en función del

resultado mandará una señal a las válvulas VC-04 y VC-06 para manipular el flujo

de entrada del agua y del vapor respectivamente, así como la agitación del tanque.

El transmisor LIT-05 al igual que el anterior, enviará una señal mecánica al

controlador LC-05, el mismo que enviará una señal eléctrica a la válvula VC-05 para

controlar el flujo de salida de la salmuera.

Además de este tanque, se implementó el mismo sistema en tanque TA-501, donde

se controlarán los flujos de entrada del ARP y el vapor administrado.

T-201

LIT-05LC-05

VC-05

7

LIT-04 LC-04

VC-04

5

VC-06

26

Figura 3.26 Sistema de control a implementar en el tanque de agitación T-201

d. Control de nivel en el tanque de decoloración TK-601

La Figura 3.27 muestra el sistema de control a implementar en el tanque de

decoloración TK-601. Este sistema cuenta con un sensor de nivel, un transmisor

LIT-07, un controlador LC-07 y dos válvulas VC-08 y VC-09; todos estos

instrumentos interactuarán para controlar el flujo de entrada del aceite decolorado

y la entrada del vapor.

107

Además de este tanque, se implementaría el mismo sistema a los tanques TK-602,

TK-603, TK-604, TK-605, TK-104, TK-105 y TK-106. En los tres últimos tanques se

controlarán los flujos de entrada del ARP.

TK-601

LIT-07LC-07

VC-08

22

VC-09

24

Figura 3.27 Sistema de control implementado para el tanque de decoloración TK-601

e. Control de nivel en la columna de ozonización CO-401

La Figura 3.28 muestra el sistema de control implementado para la columna de

ozonización CO-401. Este sistema cuenta con un sensor de nivel, un transmisor

LIT-06, un controlador LC-06 y una válvula VC-07, todos estos instrumentos

interactuarán para controlar el flujo de salida del aceite ozonizado. Además de esta

columna se implementará el mismo sistema a la columna CO-402.

CO-401

LIT-06LC-06

VC-07

20

Figura 3.28 Sistema de control a implementar para la columna de ozonización CO-401

108

Filosofía de operación

a. Aceite comestible usado

El ACU ingresa a los clarificadores primarios TK-101, TK-102 y TK-103 de manera

escalonada en tres lotes por día, por la línea 6-ACU-01-CS, en este clarificador el

aceite y los sólidos con tamaño de partículas mayores a 1 mm se separan de

acuerdo con el proceso de sedimentación y permanecen por 41 minutos para

conseguir la separación.

El aceite sin los sólidos (tp>1mm) es evacuado por la línea 6-ACU-02-CS, al

clarificador secundario TK-301, en este clarificador se eliminan los sólidos con

tamaño de partícula menor a 1 mm, para lo cual el aceite es mezclado con salmuera

a 40 ºC y sometido a agitación por 30 min, luego de permanecer por este tiempo,

la salmuera y una cantidad de aceite es enviada al clarificador secundario TK-302

por la línea 3-MAS-10-CS.

Para repetir el proceso y recuperar el aceite comestible, este aceite es enviado por

la línea 2-ACU-14-CS al filtro prensa F-302, donde se eliminarán los posibles

sólidos restantes.

Con lo que respecta al aceite que es lavado con salmuera, este se envía por la línea

6-ACU-11-CS al filtro prensa F-301 para eliminar los sólidos restantes. A

continuación, el aceite filtrado producto de las dos líneas son enviadas a las

columnas de ozonización por las líneas, 6-AP-17-CS y 2-AP-18-CS

respectivamente, donde permanecen por 15 minutos con una dosis de ozono igual

a 1,87 kg/h, que será suministrado por la tubería 2-OZ-19-CS.

Luego el aceite ozonizado sale de las columnas de ozonización por las líneas 10-

AZ-20-CS y 2-AZ-21-CS, respectivamente y son descargadas por la línea 10-AZ-

22-CS a los tanques de decoloración TK-601, TK-602, TK-603, TK-604 y TK-605,

paulatinamente. En los tanques de decoloración el aceite ozonizado eleva su

109

temperatura hasta 60 ºC y luego permanecerá por 6 días, para, de esta manera,

conseguir los resultados esperados de color.

El tanque de dilución de salmuera T-201, el cloruro de sodio y el agua se mezclarán

para conseguir salmuera al 5 %, para lo cual, el agua ingresará por la línea 6-AT-

05-CS y el cloruro de sodio será dosificado con la ayuda de la tolva TV-201. Luego

de este proceso, una parte de la mezcla será enviada por la línea 6-SM-09-CS al

clarificador secundario TK-301 y otra cantidad será descargada en el segundo

clarificador TK-302 por la línea 5/4-SM-08-CS.

b. Aceite rojo de palma

El ARP ingresará a los tanques de almacenamiento TK-104, TK-105 y TK-106, de

manera escalonada en tres lotes por día, por la línea 6-AR-27-CS, en estos tanques

el ARP elevará su temperatura hasta 50 ºC, gracias al calor proporcionado por una

corriente de vapor, que ingresará al tanque por la línea 1/8-VA-29-CS, el aceite

precalentado saldrá por la línea 6-AR-28-CS al filtro prensa F-101, para eliminar

posibles sólidos presentes en el aceite.

El aceite filtrado saldrá por la corriente 6-AR-32-CS y será enviada al tanque de

adsorción TA-501, donde el aceite se mezclará con carbón activado, el cual será

dosificado con la ayuda de la tolva TV-501. En este tanque, la mezcla elevará su

temperatura hasta 140 ºC y permanecerá en agitación por 30 min.

Luego del proceso de adsorción la mezcla de ARP y carbón activado será enviada

por la línea 6-MAC-33-CS al filtro prensa F-501, donde el carbón utilizado será

enviado a almacenamiento para luego darle una correcta disposición final.

Finalmente, el ARP decolorado es enviado a almacenamiento por la línea 6-CA-35-

CS. El diagrama PI&D del sistema de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP

se observa en la Figura 3.29 y el layout se presenta en la Figura 3.30.

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o de

AC

U y

AR

P

112

3.4.6. ANÁLISIS ECONÓMICO DE LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE

REFINACIÓN Y BLANQUEAMIENTO DE ACU Y ARP

Costo de inversión para la planta de refinación y blanqueamiento de ACU y

ARP

El costo de inversión para la implementación de la planta de refinación y

blanqueamiento de ACU y ARP, se describe a continuación y consta de equipos

industriales, accesorios, válvulas, obra civil e instalación.

Para llevar a cabo el análisis de costos, se consideró el diseño y escalado de los

equipos de la sección 3.4.3. Los costos de los equipos como: los clarificadores,

tanques de almacenamiento, tanques agitados, tuberías, accesorios, bombas

centrifugas, entre otros, se establecieron a partir de los precios reportados por

diferentes empresas proveedoras de equipos industriales.

Los precios descritos en esta sección incluyen el valor del equipo, impuestos y

transporte. El detalle de los precios de los equipos principales y sus respectivos

proveedores del sistema de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP, se

presentan en la Tabla AVIII.1. Con base en los datos de esta tabla, se determinó el

costo de los equipos del sistema, el cual asciende a 522 040,12 USD.

Con lo que respecta al costo de la obra civil del sistema de refinación y

blanqueamiento, se consideró la mano de obra, bodegas, laboratorio y entre otros;

cuyos predios se presentan en la Tabla AVII.2 y de acuerdo con esta tabla, el costo

de la obra civil para la implementación del sistema de refinación y blanqueamiento

es de 27 684,00 USD.

Costo de operación de la planta de tratamiento de refinación y blanqueamiento

de ACU y ARP

113

El costo de los insumos y energía para la operación del sistema de refinación y

blanqueamiento se estableció a partir de los precios reportados por la empresa

Linde del Ecuador para insumos químicos, el precio del kW/h se estableció por la

Empresa Eléctrica Quito y el precio del m3 de agua por la Empresa Pública

Metropolitana de Agua Potable y Saneamiento.

En lo que respecta a las bombas centrífugas, estas se usarán de acuerdo con su

requerimiento en cada proceso del sistema de refinación y blanqueamiento. Las

nueve bombas funcionarán cinco días por dos horas cada día. Los valores de

insumos y materia prima se presentan en la Tabla AVIII.3

Con base en el valor del salario básico unificado, que se encuentra determinado

por el Ministerio de Relaciones Laborales de Ecuador para el año 2015 y del

diagrama de Gantt que se presentó en la sección 3.4.2, se establecieron los salarios

del personal que trabajará en la planta de refinación y blanqueamiento de ACU y

ARP. Los salarios del personal de la planta se presentan en la Tabla AVIII.4.

Luego de determinar los costos requeridos para implementar el sistema de

refinación y blanqueamiento de ACU y ARP, se realizó un resumen de los gastos

para el primer año de funcionamiento de la planta, los mismos que se muestran en

la Tabla 3.34.

De acuerdo con los valores de la Tabla 3.34, el costo para el primer año de

funcionamiento del sistema de refinación y blanqueamiento es 1 345 100,43 USD,

si se consideran costos por imprevistos.

Indicadores económicos

Se utilizaron los criterios económicos TIR y VAN para determinar la viabilidad del

proyecto, los parámetros necesarios para el cálculo respectivo se presentan en la

Tabla AIX.1.

114

Tabla 3.34 Gastos para el primer año de funcionamiento de la planta de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP

Detalle Valor mensual Valor anual %

Costos variables 6 123,03 73 476,35 6,01

Mano de obra 5 880,97 70 571,68 5,77

Depreciación de los equipos 78 306,02 939672,22 66,19

Mantenimiento de equipos 21 999,39 263 992,63 21,59

Mantenimiento de instalaciones 150,00 1 800,00 0,15

Reparación de maquinaria 250,00 3 000,00 0,25

Seguros 1 500,00 18 000,00 1,47

Costos fijos 112 189,00 1 346 267,98 94,82

Total sin imprevistos 118 312,03 1 419 744,33 100,00

Total con imprevistos 130 143,23 1 561 718,76 110,00

Para la evaluación se consideraron los resultados obtenidos en las secciones 3.2 y

3.3, donde se determinó que el ACU y el ARP de palma, luego de ser tratados por

la planta de refinación y blanqueamiento, presentan los requisitos para ser

considerarlos como materia prima de productos de consumo humano, como el

jabón de tocador, productos cosméticos entre otros y por tanto se los puede

comercializar.

El valor de producción de cada aceite se encuentra por 0,48 USD y al compararlos

con los costos de comercialización de estos aceites en el sector industrial, que se

encuentran a 0,80 USD y 0,55 USD, respectivamente según Fedepal, por tanto, se

los podría comercializar a 0,70$ USD y 0,45 USD.

Con los datos mencionados y todos los resultados de la sección 3.4.6, se realizó el

flujo de caja respectivo en función de los parámetros mencionados, el mismo que

se detalla en la Tabla AIX.2, con lo cual se determinó el TIR y el VAN que se

presenta en la Tabla 3.35.

115

Tabla 3.35 Criterios financieros TIR y VAN para la implantación del sistema de refinación y blanqueamiento de ACU y ARP

Parámetro Valor

Valor actual neto (VAN) $ 461 429,04

Tasa interna de retorno (TIR) 6 %

De acuerdo con los datos de la Tabla 3.35, el VAN es positivo, así mismo el TIR es

mayor al 0 % a los cuatro años de funcionamiento del proyecto, por tanto, la

inversión se recuperará en este tiempo, período que se considera grande para

recuperar la inversión, por lo que se concluye que la propuesta es factible

económicamente.

Además, se determinó el punto de equilibrio para la planta de refinación y

blanqueamiento de ACU y ARP. El gráfico se muestra en la Figura 3.31.

Figura 3.31 Punto de equilibrio para la planta de refinación de ACU y ARP

0 0

500 000

1 000 000

1 500 000

2 000 000

2 500 000

3 000 000

3 500 000

4 000 000

4 500 000

5 000 000

0 1 000 2 000 3 000 4 000 5 000 6 000 7 000 8 000 9 000

Costos fijos Costos totales Ingresos

116

4. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

4.1 CONCLUSIONES

1. En la evaluación de los parámetros de calidad del aceite rojo de palma (ARP) y

el aceite comestible usado (ACU), el primero presentó resultados más cercanos

a los valores tomados como referencia, correspondientes a la norma INEN

2 421:2009, que regula los requisitos del aceite de palma para uso alimenticio.

Los valores del Índice de Acidez que presentaron el ARP y el ACU fueron 2,36

y 3,29 unidades; para el Índice de Saponificación fueron 190,84 y 217,07

unidades, y para el Contenido de Impurezas Insolubles fueron 2,07 y 3,32 %,

respectivamente.

2. El mejor proceso de eliminación de sedimentos para el ACU fue el tercero que

consistió en un lavado con salmuera al 5 % (w/w) por 30 min a una temperatura

de 40 ºC y con agitación a 60 rpm, seguido de una sedimentación por 1 h y una

filtración; con una relación ACU: salmuera igual a 2,5:1 (v/v), pues presentó los

mayores porcentajes de disminución en los valores de los parámetros de

calidad: 53,45 % en el Índice de Acidez, 14,71 % en el Índice de Saponificación

y 69,08 % en el Contenido de Impurezas Insolubles, con respecto al valor inicial

del aceite sin tratar.

3. La ozonólisis con una dosis de ozono igual a 0,1946 mol/L, temperatura de

reacción igual a 20 ºC y calentamiento post-tratamiento de 60 ºC , fue el mejor

proceso ya que alcanzó un 24,39 % de decoloración, el mayor de los tres

tratamientos.

4. El mejor proceso de blanqueamiento del ARP fue el proceso de adsorción con

carbón activado que consistió en la decoloración con peróxido de hidrógeno con

una relación 1:1 de ACU: peróxido de hidrógeno, en medio agitado a 80 rpm por

30 min, lo que dio como resultado un porcentaje de decoloración del 15,10 %.

117

5. La capacidad de tratamiento de la planta diseñada fue de 5,75 m3/día para el

ACU y 6,65 m3/día para el ARP. Se propuso trabajar bajo una modalidad “batch”,

durante 9 h diarias, para procesar tres lotes de cada aceite.

6. La tasa interna de retorno (TIR) para este estudio fue del 6 %, mientras que el

valor actual neto (VAN) fue de $ 461 429,04. Estos indicadores señalan que la

propuesta planteada sería económicamente viable.

4.2 RECOMENDACIONES

1. Realizar un estudio para determinar la factibilidad de la extracción de los

carotenos presentes en el carbón activado que se utilizó para el proceso de

blanqueamiento del ARP.

2. Determinar los productos que pueden ser elaborados a partir de la materia prima

de ACU y ARP tratados bajo los procesos determinados en este estudio.

3. Estudiar el comportamiento de los ozónidos formados en el tratamiento del ACU

en función del tiempo, con el fin de entender de mejor manera el proceso

químico.

118

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132

ANEXOS

133

ANEXO I

DETERMINACIÓN DE LOS BALANCES DE MASA DE LAS

CORRIENTES DEL DIAGRAMA DE FLUJO

El balance de masa se realizó a partir de 1 250 t de ACU y 1 500 t de

ARP. Los cálculos de los balances de masa, se realizaron con base en los

resultados experimentales para determinados en las Secciones 3.2 y 3.3.

Corriente N. 1

Flujo másico de ACU

=

Flujo másico de sólidos con tp>1mm

[AI.1]

Corriente N. 2

La corriente N.2 que sale del tanque del clarificador primario es el resultado de la

sedimentación que se aplica al ACU por 41 minutos y por tanto presenta una

disminución en los sólidos presentes.

Flujo másico de ACU

[AI.2]

Flujo másico de sólidos con tp<1mm

134

[AI.3]

Corriente N. 3

El flujo másico de esta corriente corresponde a los sólidos con tamaño de partícula

mayor a 1mm, que precipitaron en el clarificador primario.

Corriente N. 9

= [AI.4]

=

Corriente N. 8

[AI.5]

[AI.6]

=

Corriente N. 7

[AI.7]

135

Corriente N. 4

[AI.8]

Corriente N. 5

Corriente N. 10

[AI.9]

Corriente N. 11

[AI.10]

Corriente N. 14

La corriente 14, pertenece al aceite que se obtiene después de realizar por segunda

ocasión el proceso de lavado con salmuera, se consideró 15 % de pérdida de

aceite.

136

[AI.11]

Corriente N. 16

Corresponde a los sólidos residuales que no fueron removidos por el proceso de

lavado con salmuera.

[AI.12]

[AI.13]

Corriente N. 15

[AI.14]

Corriente N. 17

[AI.15]

Corriente N. 18

[AI.16]

137

Corriente N. 19

[AI.17]

[AI.18]

Corriente N. 20

[AI.19]

Corriente N. 21

El valor de esta corriente corresponde a la misma cantidad de masa reportada en

la corriente N. 20.

Corriente N. 22

[AI.20]

Corriente N. 23

[AI.21]

Corriente N. 24

138

Esta corriente se determinó en función del cálculo de parámetros como el ,

para lo cual se realizó una iteración para determinar la temperatura final y la masa

del agua requerida para elevar la temperatura del aceite comestible ozonizado

hasta 60ºC.

[AI.22]

[AI.23]

[AI.24]

Tabla AI.1. Valores de la cantidad de agua requerida en función de la temperatura asumida para elevar la temperatura del aceite ozonizado hasta 60ºC

T Cp Magua Vagua

[ºC] [K] [cal/kJ mol] [kJ/kg K] [kg] [m3]

90 363 1,008 4,212 14 065,25 14,47

110 383 8,167 34,139 1 330,48 1,37

130 403 8,194 34,250 1 006,95 1,04

145 418 8,214 34,334 810,52 0,92

Corriente N. 26

Al igual que la corriente 24, este flujo másico se determinó en función del el y

del agua requerida para calentar salmuera hasta 40 ºC.

139

A este porcentaje de NaCl le corresponde un calor específico igual a 3,8581

(Perry, 2001, p. 1-6)

[AI.25]

Tabla AI.2. Valores de la cantidad de agua requerida en función de la temperatura asumida para elevar la temperatura de la salmuera hasta 40 ºC.

T Cp Magua Vagua

[ºC] [K] [cal/kJ mol] [kJ/kg K] [kg] [m3]

30,00 303,00 1,001 4,19 6535,50 6,73

35,00 308,00 17,486 4,18 3269,78 3,36

40,00 313,00 17,480 4,18 2180,60 2,24

45,00 318,00 17,479 4,18 1635,60 1,68

50,00 323,00 17,481 4,18 1308,31 1,35

Corriente N. 27

=

Corriente N. 28

Esta corriente corresponde a la misma corriente 27 pero con una temperatura igual

a 50 ºC.

Corriente N. 29

Al igual que la corriente 24, este flujo másico se determinó en función del el y

del agua requerida para calentar el aceite rojo hasta 50 ºC

[AI.26]

140

Tabla AI.3. Valores de la cantidad de agua requerida en función de la temperatura asumida para elevar la temperatura del aceite rojo hasta 50ºC

T Cp Magua Vagua

[ºC] [K] [cal/kJ mol] [kJ/kg K] [kg] [m3]

100 373 1,011 4,22 1 950,93 2,01

120 393 4,255 17,79 1 746,99 1,80

135 408 4,283 17,90 1 619,43 1,67

150 423 8,220 34,36 1 212,41 1,25

Corriente N. 30

Corriente N. 31

Al igual que la corriente 24, este flujo másico se determinó en función del el y

del agua requerida para calentar el AR hasta 140 ºC

[AI.27]

Tabla AI.4. Valores de la cantidad de agua requerida en función de la temperatura asumida para elevar la temperatura del aceite rojo hasta 60ºC

T Cp Calor latente Magua Vagua

[ºC] [K] [cal/kJ mol] [kJ/kg K] [kJ/kg] [kg/día] [ºC]

80 353 17,561 4,20 2 317,08 21 816,17 22,45

160 433 8,234 34,418 2 090,18 4 608,99 4,74

230 503 8,329 34,81 1 812,81 3 096,99 3,19

290 563 8,411 35,16 1 472,85 2 433,54 2,50

141

Corriente N. 32

[AI.28]

Corriente N. 36

[AI.29]

Corriente N. 33

[AI.30]

Corriente N. 35

[AI.31]

[AI.32]

Corriente N. 36

Corriente N. 25

142

Esta corriente corresponde a la masa requerida de agua para elevar la temperatura

del aceite rojo hasta 140 ºC (corriente 31), ya que es el mayor flujo, debido a que

para evitar un consumo innecesario de agua se utilizará la misma corriente para

calentar los otros flujos.

Corriente N. 6

Esta corriente corresponde al flujo másico de la corriente 25 pero en estado líquido.

Corriente N. 37

[AI.33]

143

ANEXO II

CÁLCULOS PARA EL ESCALADO DE LOS TANQUES DE

ALMACENAMIENTO DE ACEITE ROJO DE PALMA Y ACEITE

OZONIZADO

El escalado de los tanques de almacenamiento se realizó con base en las

ecuaciones previamente mencionadas en la Sección 2.4.1 y además se consideró

a la cabeza y a la base de forma elipsoidal; por tanto el diámetro del tanque de

almacenamiento se determinó de acuerdo con la siguiente ecuación, donde se

reemplazó el volumen del cilindro, de la base y de la cabeza para su determinación.

Al combinar las anteriores ecuaciones y las relaciones de los parámetros de diseño

requeridos que se muestran en la Figura 1.21 se pudo encontrar una ecuación que

permitió determinar el diámetro del tanque en función del volumen total.

144

Al aplicar la ecuación anterior al diseño del tanque de almacenamiento de ARP se

obtuvo el valor del diámetro igual a:

Para el tanque de almacenamiento de aceite ozonizado se obtuvo un diámetro igual

a 1,55 m. Además la y la se determinaron con base en las

ecuaciones de las relaciones de los parámetros antes descritos, para el tanque de

almacenamiento de aceite rojo se tuvo:

Mientras que para el tanque de almacenamiento de aceite ozonizado se obtuvo

igual a 2,33 m y igual a 0,39 m.

Finalmente la altura total del tanque se calculó al sumar todas las alturas antes

calculadas.

14

5

Fig

ura

AII

.1. D

iagr

ama

esqu

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del t

anqu

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alm

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015

Pág

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1 d

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A

lmac

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nto

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147

ANEXO III

CÁLCULOS PARA EL ESCALADO DEL TANQUE DE

CLARIFICACIÓN PARA EL ACU

El escalado del tanque de clarificación se realizó con base en los datos de la altura

de la fase del aceite clarificado en función del tiempo de la Sección 2.4.2.

En la siguiente tabla se muestran los datos experimentales que se obtuvieron en el

ensayo de sedimentación aplicado al ACU sin ningún tratamiento de purificación.

El ensayo se realizó a temperatura ambiente debido a que se trató de simular el

proceso real de una planta real, donde en la primera etapa de sedimentación se

realizará sin ningún calentamiento previo.

Tabla AIII.1. Datos de la altura de interfaz de la fase de aceite clarificado a diferentes tiempos luego de la sedimentación

Tiempo [min] Altura de la interfaz [cm] Tiempo [min] Altura de la interfaz [cm]

0 13,5 19 5,8

2 12,1 21 5,2

4 10,8 26 4,1

6 9,9 36 2,0

9 8,8 40 1,4

11 8,2 45 1,2

14 7,4 51 1,0

17 6,4

Con los datos de la Tabla AIII.1 se procedió a construir la gráfica de la altura de la

interfaz del aceite clarificado, en función del tiempo tal como se muestra en la Figura

AIII.1

Se obtuvo el tiempo necesario para alcanzar el mayor porcentaje de sólidos

sedimentables (tu), mediante el método de la tangente aplicado a la figura anterior,

148

cuyo valor para alcanzar un porcentaje considerable de remoción de sólidos

sedimentables fue de 41 min.

Figura AIII.1. Curva de sedimentación de los sólidos presentes en el ACU sin tratamiento

de purificación

Los cálculos necesarios para el escalado del tanque de clarificación, fueron

realizados con base a las ecuaciones de la Sección 2.4.2. Además se calculó el

área requerida de clarificación mediante la Ecuación [2.10] para un caudal promedio

diario y se consideró que se utilizará tres tanques, por lo que el área será distribuida

para este número.

También se calculó la velocidad de sedimentación a partir de la tangente de la zona

de velocidad de sedimentación constante con la Ecuación [2.8]

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 10 20 30 40 50 60

Alt

ura

[cm

]

Tiempo [min]

149

También se determinó la tasa de clarificación sobre la zona de compresión de los

sedimentos con la Ecuación [2.9]

Se calculó el área requerida para la interfaz de clarificación del líquido mediante la

Ecuación [2.10]

Se comparó con para conocer el área que controlaría el diseño, dando como

resultado que era mayor que , por lo tanto el área que controlará el diseño es

el de la superficie necesaria para el espesado de los sedimentos. El sedimentador

es de forma circular, su diámetro se determinó mediante la Ecuación [2.11]

150

Para calcular la altura del tanque clarificador se consideró la siguiente relación para

una mejor simetría:

La capacidad del clarificador de la parte rectangular se calculó con la Ecuación

[2.12]

La capacidad del clarificador de la parte cónica se calcula con la Ecuación [2.13]

151

La capacidad total del clarificador se calcula con la Ecuación [2.14]

Valor que se acerca a la capacidad del tanque, cuando se considera que se llenará

en un 80 % del volumen total.

15

2

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I.2.

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153

ANEXO IV

CÁLCULOS PARA EL ESCALADO DE LOS TANQUES AGITADOS

DE DILUCIÓN DE SALMUERA, LAVADO CON SALMUERA Y

DECOLORACIÓN CON CARBÓN ACTIVADO

El escalado del tanque de lavado con salmuera se realizó con base en los datos de

la altura de la fase del aceite clarificado en función del tiempo de la Sección 2.4.3 y

su dimensionamiento se realizó con los mismos cálculos del tanque de clarificación.

En la Figura AIV.1 se muestran los datos experimentales que se obtuvieron en el

ensayo de decantación aplicado al ACU luego de aplicar el lavado con salmuera.

Tabla AIV.1. Datos de la altura de interfaz de la fase de aceite clarificado a diferentes tiempos luego del lavado con salmuera

Tiempo [min] Altura de la interfaz [cm]

0 20,0

1 14,5

2 14,0

4 13,9

5 13,9

Con los datos de la tabla anterior, se procedió a construir la gráfica de la altura de

la interfaz del aceite clarificado en función del tiempo que se muestra en la Figura

AIV.1.

Los cálculos necesarios para el escalado del tanque de lavado con salmuera,

fueron realizados con base a las ecuaciones de la Sección 2.4.2 debido a que se

trata de una clarificación con salmuera, mientras que para los tanques de dilución

de salmuera y decoloración con carbón activado se determinaron con base a las

ecuaciones de la Sección 2.4.3.

154

Figura AIV.1. Curva de sedimentación de los sólidos suspendidos presentes en el ACU

luego de aplicar el tercer proceso de eliminación de sedimentos

El escalado del tanque de dilución de salmuera se realizó con base a los parámetros

de diseño que se muestran en la Sección 2.4.3, al igual que el tanque de

almacenamiento de aceite rojo de palma, a diferencia que este tanque llevará

agitación para que el proceso de dilución se produzca en menor tiempo.

Para el cálculo del volumen del tanque de dilución de salmuera se tuvo en cuenta

el factor de seguridad, que en este caso se consideró 80 % como volumen de

llenado, por lo tanto el diámetro y las alturas de cada sección del tanque se

determinaron con las mismas ecuaciones que se calculó con base en las siguientes

ecuaciones.

Además se considerará la base del tanque, tipo plana, para obtener una mejor

dilución. Por tanto, el volumen total del tanque de dilución de salmuera se calculó

con base a la siguiente ecuación.

0

5

10

15

20

25

0 1 2 3 4 5 6

Alt

ura

[cm

]

Tiempo [min]

155

Se calculó la capacidad del tanque agitado mediante la Ecuación [2.15], para los

tanques de dilución de salmuera y decoloración con carbón activado.

Tanque de dilución de salmuera:

Para el tanque de decoloración con carbón activado la capacidad del tanque fue de

2,77

El diámetro de los tanques se determinó al reemplazar las Ecuaciones [2.2], [2.3],

[2.4] y [2.5] en la Ecuación [2.16], dando como resultado la Ecuación [2.17]

El volumen de la base no se consideró debido a que es de tipo plana y por tanto no

presenta ningún volumen.

156

Para el tanque de dilución se obtuvo el valor del diámetro:

Mientras que para el tanque de decoloración se obtuvo un diámetro igual a 1,28m

Luego de determinar el diámetro se calculó la y la con base en las

Ecuaciones [2.3] y [2.5].

Para el tanque de dilución se obtuvo la y la igual a 1,33m y 0,22m

respectivamente, mientras que para el tanque de decoloración con carbón activado

se obtuvo valores iguales a 1,93m y 0,32m respectivamente.

A continuación la altura total del tanque se calculó al sumar todas las alturas antes

calculadas, para el tanque de dilución el valor fue de 1,55m mientras que para el

tanque de decoloración fue de 2,90m

Luego de obtener las alturas y el diámetro de cada tanque, se procedió a

seleccionar el tipo de impulsor para cada proceso con base en las características

de cada dispositivo que se muestra en la Tabla 2.5

Se consideró a la turbina, como impulsor para el proceso de dilución, debido a que

este dispositivo cumple con los requerimientos del proceso, además con base en

los valores que se muestra en la Figura 2.1 se determinaron las dimensiones de la

turbina, las mismas que de acuerdo con las relaciones que se presentan, se

encuentran en función del diámetro del tanque agitado.

Para los procesos de decoloración con carbón activado y lavado con salmuera,

también se seleccionó como dispositivo de mezcla a la turbina, por sus

características requeridas en estos procesos.

157

El dimensionamiento de cada turbina se realizó con base a la Figura 2.1, donde se

muestran las dimensiones del dispositivo en función del diámetro del tanque

agitado. Por tanto se inició el cálculo por la determinación del diámetro de la turbina

de la siguiente manera:

La altura del líquido y la separación desde la base del tanque con la turbina se

calculó de acuerdo a las relaciones entre esto parámetros y el diámetro de la

turbina.

A continuación se determinó las dimensiones de los elementos de la turbina y de

los deflectores, que para estos procesos son 4:

Para los tanques de decoloración y lavado con salmuera, se consideró la viscosidad

del fluido que se va a tratar y el tipo de sistema de mezcla, para determinar el

número de impulsores requeridos y la altura del fluido, que en estos procesos es

158

ACU y aceite rojo de palma, los que presentan un valor de 40,5 y 37,8 cP (40 ºC),

respectivamente. Estos parámetros se determinaron con base en la Tabla 2.6.

De la tabla antes mencionada se determinó que se requiere 1 impulsor para el

tanque de dilución, 2 para el tanque de decoloración y 2 para el tanque de lavado.

El espacio entre las turbinas se describe a continuación para los dos tanques.

También se determinó la potencia requerida para el sistema de agitación con base

a la Tabla 2.7, donde relacionan el tipo de aplicación con la potencia. En la Tabla

AIV.2 se muestran los datos de potencia seleccionados para cada tanque.

Tabla AIV.2. Potencia requerida para cada tipo de tanque agitado

Tanque Aplicación Potencia [kW/m3]

Dilución de salmuera Transferencia de calor 0,03 – 1,00

Lavado con salmuera Transferencia de calor 0,03 – 1,00

Decoloración con carbón activado Suspensión de lodos finos >2,00

15

9

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163

ANEXO V

CÁLCULOS PARA EL ESCALADO DE LA COLUMNA DE

OZONIFICACIÓN PARA EL ACU

El escalado de la columna se calculó de acuerdo a Ecuación [2.18]

Se consideró como tipo de base y de tapa a la forma elipsoidal y por tanto el

diámetro del tanque se calculó mediante la Ecuación [2.6], y dio como resultado:

Además se calculó la y la , de acuerdo con las Ecuaciones [2.3] y

[2.4] respectivamente. También se calculó la altura total, al sumar las alturas antes

mencionadas.

16

4

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Pág

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165

ANEXO VI

DIAGRAMA ESQUEMÁTICO DEL FILTRO PRENSA

Figura AVI.1. Diagrama esquemático del filtro prensa

Vista isométrica del filtro prensa

Vista superior del filtro prensa

Vista lateral del filtro prensa

ESCUELA POLITÉCNICA NACIONAL CARRERA DE INGENIERÍA QUÍMICA

Nombre del proyecto: Planta de refinación y blanqueamiento

de aceite comestible usado y aceite rojo de palma

Elaborado por: Tania Vanesa Parra Escorza Fecha: Agosto 2015

Página:

1 de 1 Filtro prensa

Vista frontal del filtro prensa

166

ANEXO VII

CÁLCULOS DE PÉRDIDAS POR FRICCIÓN Y ACCESORIOS PARA

EL DETALLE DE TUBERIAS Y BOMBAS

Se realizaron los cálculos para cada corriente de la planta, a continuación, se

muestra un ejemplo de cálculo. Se asumieron los siguientes parámetros para el

cálculo de diseño de la corriente 7.

La longitud de la tubería es de 5,28 metros. El flujo másico de la corriente 7 se

calculó en el balance de masa. La velocidad del agua de lavado se calculó mediante

la Ecuación [AVII.1].

[AVII.1].

Donde:

Fm: Flujo másico, [kg/día]

Do: Diámetro de tubería, [m]

p: Densidad del fluido, [kg/ ]

= Velocidad del fluido, [m/día]

Se aplicó el teorema de Bernoulli dos puntos el de entrada y salida de la tubería

mediante la Ecuación [AVII.2]. Mott, 2006, p. 233

Teorema de Bernoulli

167

+ [AVII.2]

Donde:

= Presión en el punto de inicio

= Gravedad específica en el punto inicial

= Velocidad en el punto inicial

= Altura con respecto al nivel de referencia

= Altura necesaria de la bomba

= Pérdida total por fricción y accesorios

Al considerar que el sistema de tratamiento trabajará a presión atmosférica, la

velocidad en ambos casos resulta la misma dando como resultado que la Ecuación

[AVII.2] se modifique y quede de la siguiente manera.

= [AVII.3]

Se calculó el número de Reynolds mediante la Ecuación [AVII.4] (Mott, 2006, p.

233).

[AVII.4]

Donde:

Re: Número de Reynolds, [unidades]

Do: Diámetro de tubería, [m]

v: Velocidad del fluido, [ /s]

p: Densidad del fluido, [ / ]

= Viscocidad del fluido, [ ]

168

El diagrama de Moody que se utilizó para determinar el factor de fricción, conocido

como factor de Fanning, para el diseño de tuberías, de acuerdo a la Ecuación AVII.5

se presenta en la Figura AVII.1.

Figura AVII.1. Diagrama de Moody para la pérdida de fricción de tuberías (Mott, 2006, p. 237)

La rugosidad se calculó mediante la Ecuación [AVII.5] (Mott, 2006, p. 236).

[AVII.5]

Donde:

: Rugosidad, [unidades]

: Rugosidad relativa, [m]

Do: Diámetro de tubería, [m]

2

169

El valor de rugosidad permitió determinar el factor de Fanning, que para esta

corriente presentó un valor igual a:

A continuación se procedió a calcular las pérdidas por fricción mediante la ecuación

[AVII.6] (Díaz, 2006, p.143).

[AVII.6]

Donde:

Pérdida total por fricción y accesorios, [m]

: Factor de fracción, [unidades]

L: Largo de la tubería, [m]

D: Diámetro de tubería, [m]

v1: Velocidad del fluido, [m/s]

g: Gravedad, [m/ ]

Además se consideró las pérdidas por accesorios, en la Tabla AVII.1 se muestra

los valores de las constantes k de diferentes accesorios para tuberías.

Las pérdidas por accesorios se calcularon mediante la Ecuación AVII.7

[AVII.7]

Donde:

Pérdida total por fricción y accesorios, [m]

K: Constante de pérdida por accesorio, [unidades]

: Velocidad del fluido, [m/s]

g: Gravedad, [m/ ]

170

Tabla AVII.1. Valores de la constante k para diferentes accesorios para tuberías

Tipo Longitud equivalente en diámetros de conducto

Válvula de globo Completamente abierta 340

Válvula de ángulo Completamente abierta 150

Válvula de compuerta Completamente abierta 8

Válvula de compuerta

¾ abierta 35

½ abierta 160

¼ abierta 900

Válvula de verificación Tipo giratorio 100

Tipo de hola 150

Válvula de mariposa Completamente abierta 45

Codo estándar de 90º --- 30

Codo de radio de largo de 90º

--- 20

Codo de calle de 90º --- 50

Codo estándar de 45º --- 16

Codo de calle de 45º --- 26

Codo de devolución cerrada --- 50

Te estándar Con flujo a través de un tramo 20

Con flujo a través de un rama 60

(Mott, 2006, p. 236)

Las pérdidas por accesorios se resumen en la Tabla Avii.1

Tabla AVII.2. Pérdida equivalente por accesorios de las tuberías

Accesorio Cantidad K Pérdida total [m]

Válvula check 2 300 600

180,8

Válvula de paso 2 10 20

Válvula de bola 2 350 700

Válvula de retención 2 130 260

Entrada 1 25 25

Salida 1 50 50

Codo de 90º 3 90 270

171

En la Tabla AVII.3 se presenta un resumen de los valores de pérdida de carga en

cada corriente.

Tabla AVII.3. Pérdida total de carga en tuberías por fricción y accesorios

Nú

mer

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1 25-ACU-01-CS 4 3 310 2 25-ACU-02-CS 4 8 3 1 660 3 25-IS-03-CS 3 30 5 25-AT-05-CS 1 2 1 490 6 25-AT-06-CS 1 6 550 7 25-SM-07-CS 1 1 100 8 25-SM-08-CS 1 1 1 370 9 25-SM-09-CS 1 1 100

10 25-MAS-10-CS 2 3 2 2 2 2 1 925 11 25-ACU-11-CS 1 2 1 490 12 25-IS-12-CS 1 10 13 25-IS-13-CS 1 10 14 25-ACU-14-CS 1 2 1 490 15 25-IS-15-CS 1 10 16 25-IS-16-CS 1 10 17 25-AP-17-CS 2 5 2 2 2 1 505 18 25-AP-18-CS 2 5 2 2 2 1 505 19 25-OZ-19-CS 2 2 2 900 20 25-AZ-20-CS 2 3 2 2 2 2 1 925 21 25-AZ-21-CS 2 10 2 2 2 2 1 925 22 25-AZ-22-CS 7 10 6 2 2 890 23 25-ACD-23-CS 7 4 2 550 24 25-VA-24-CS 7 2 6 5 2 350 25 25-VA-25-CS 1 2 130 26 25-VA-26-CS 1 2 1 1 550 27 25-AR-28-CS 4 2 3 1 1 180 28 25-AR-27-CS 4 2 1 280 29 25-VA-29-CS 4 2 3 1 1 180 30 25-IS-30-CS 1 10 32 25-AR-32-CS 5 4 3 2 2 2 2 2 465 33 25-MAC-33-CS 7 8 1 6 6 6 3 805 34 25-ARD-34-CS 1 10 35 25-CA-35-CS 1 2 90 36 25-VA-36-CS 3 1 3 3 1 200 37 25-AT-37-CS 2 2 200

Luego de obtener las pérdidas por fricción y accesorios, se calculó la altura de la

bomba mediante la Ecuación AVII.3

172

A continuación se determinó la bomba que más se ajustó al proceso y se eligió la

bomba centrifuga con una potencia de 100 W. De esta manera se determinó la

potencia de las bombas para cada una de las corrientes como se muestra en la

Tabla AVII.4. Detalles de las bombas para la planta de refinación y blanqueamiento de ACU y AR

Corriente Identificación Potencia (kW) Tipo Cabeza de entrada (m) Cabeza de salida (m)

10 B-301 0,11 Centrifuga 1,72 2,45

17 B-401 0,51 Centrifuga 0,52 1,69

18 B-404 0,00 Centrifuga 0,52 1,69

20 B-402 0,06 Centrifuga 0,48 3,14

21 B-403 0,00 Centrifuga 0,48 3,14

32 B-501 0,02 Centrifuga 1,79 0,21

33

B-502 1,00 Centrifuga 0,36 0,20

B-503 1,00 Centrifuga 0,36 0,20

B-504 1,00 Centrifuga 0,36 0,20

17

3

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III

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TA

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522

040

,12

174

Tabla AVIII.2. Costo de obra civil para la implementación del sistema de refinación y blanqueamiento de ACU y AR

Detalle Área Costo del

m2 Contenido Costo total %

Dividendo de amortización

Terreno 2211 20,00 1 500,00 45 720,00 33 9 144,00

Oficinas 10 80,00 5 000,00 5 800,00 4 1 160,00

Área de producción 1000 80,00 - 80 000,00 58 16 000,00

Bodegas 20 50,00 500,00 1 500,00 1 300,00

Laboratorio 30 50,00 1 000,00 2 500,00 2 500,00

Área de mantenimiento 18 50,00 2 000,00 2 900,00 2 580,00

TOTAL 138 420,00 100 27 684,00

Tabla AVIII.3. Costos de insumos, energía y agua utilizados para el sistema de refinación y blanqueamiento

Detalle Unidad Costo

unitario Nº de

unidades /mes Costo

mensual Costo anual

%

Materias primas

Carbón activado t 750,00 4,80 3 600,00 43200,00 58,79

Insumos

Cloruro de sodio t 75,00 2,36 177,27 2127,26 2,90

Oxígeno tanque 230,00 10,00 2 300,00 27600,00 37,56

Servicios

Agua potable m3 0,20 42,79 8,56 102,70 0,14

Electricidad kW-h 0,08 465,00 37,2 446,40 0,61

TOTAL 6 123,03 73476,35 100,00

17

5

Tab

la A

VII

I.4.

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5 88

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12

2,65

176

ANEXO IX

INDICADORES ECONÓMICOS

Tabla AIX.1. Parámetros para el flujo de caja de los indicadores económicos

Parámetros del proyecto

Nombre del Parámetro Unidad Valor del Parámetro

Aportación de socios USD 300 000

Aporte Patronal al IESS porcentaje (%) 0

Duración de capital de operación meses 6

Imprevistos porcentaje (%) 10

Impuesto a la renta sobre utilidades porcentaje (%) 25

Interés bancario por anualidad porcentaje (%) 15

Mantenimiento de equipos porcentaje (%) 5

Mantenimiento de instalaciones porcentaje (%) 3

Reparación de maquinaria porcentaje (%) 3

Tasa de seguro porcentaje (%) 0,5

Amortización de maquinaria y equipo años 8

Amortización de instalaciones años 5

Tabla AIX.2. Flujo de caja

Designación Año 0 Año 1 Año 2 Año 3 Año 4

Inversión total -1 441 319,51

Aportación de socios 300 000,00

Ingresos por venta de aceite ACU y AR 1 418 968,99 1 418 968,99 1 418 968,99 1 418 968,99

Costo de tratamiento de ACU y AR 73 476,35 73 476,35 73 476,35 73 476,35

Flujo bruto 1 345 492,64 1 345 492,64 1 345 492,64 1 345 492,64

Dividendo de financiamiento 1 141 319,51 142 664,94 142 664,94 142 664,94 142 664,94

Flujo antes de impuestos 1 202 827,70 1 202 827,70 1 202 827,70 1 202 827,70

(-) Impuesto a la renta 300 706,92 300 706,92 300 706,92 300 706,92

Flujo despues de impuestos 902 120,77 902 120,77 902 120,77 902 120,77

(-) utilidades 135 318,12 135 318,12 135 318,12 135 318,12

Flujo despues de amochado 766 802,66 766 802,66 766 802,66 766 802,66

Flujo Acumulativo -1 441 319,51 -674 516,85 92 285,81 859 088,47 1 625 891,12