· 2019-11-08 · 34° congreso nacional de la sociedad mexicana de electroquímica, 2019 12th...

MEMORIAS DEL CONGRESO NACIONAL DE LA

SOCIEDAD MEXICANA DE ELECTROQUIMICA

ISSN: 2448-6191 Vol. 4 – No. 1, Adenda

Querétaro Qro. México

34° Congreso Nacional de la

Sociedad Mexicana de

Electroquímica, 2019

12th Meeting of the Mexican

Section of the Electrochemical

Society

www.cideteq.mx/smeq2019

Querétaro, México

2 al 6 de junio, 2019

Sociedad Mexicana de Electroquímica A. C. Editores: Dr. Facundo Almeraya Calderón (UANL)Dr. Germán Orozco Gamboa (CIDETEQ) Dr. Jorge Morales Hernández (CIDETEQ) Dra. Antonia Sandoval González (CIDETEQ) Dra. Carolina Martínez Sánchez (CIDETEQ)

Diseño Gráfico: Lic. Liliana Medina Portillo (CIDETEQ)

Revista Electrónica

ISSN: 2448-6191

Vol. 4 – No. 1, Adenda

Querétaro, México.

Esta adenda incluye artículos clasificados dentro de las áreas de las ciencias electroquímicas de: Electroquímica Analítica (EA), Ingeniería Electroquímica y Aplicaciones Tecnológicas (IE), Electroquímica Molecular y Bioelectroquímica (EM), Electroquímica Orgánica y de Productos Naturales (EO), Nanoelectroquímica y Nanotecnología(NE), Electroquímica Ambiental (EAM), Electrodepósitos y Modificación de Superficies (EMS), Corrosión y Tratamientos de Superficies (CTS), Conversión y Almacenamiento de Energía (CAE), Educación Electroquímica (EE).

Los autores participantes son responsables directos del contenido de sus artículos y asumen toda responsabilidad por la publicación de estos, motivo por el cual el compilador de la memoria se declara exento de toda responsabilidad relacionada con el contenido de los mismos.

D.R. ©Publicaciones SMEQ Av. Barranca del Muerto # 26 Col. Crédito Constructor, Alcaldía Benito Juárez CDMX C.P. 03940 www.smeq.org.mx/Memorias/XXXIVSMEQ.pdf México – junio, 2019

Responsable de la última actualización de este Número en la Sociedad Mexicana de Electroquímica, Dr. Facundo Almeraya Calderón, Av. Barranca del Muerto #26, Col. Crédito Constructor, Alcandía Benito Juárez, CDMX, C.P. 03940. Fecha de última modificación, 30 de julio de 2019.

Los autores participantes son responsables directos del contenido de sus artículos y asumen toda responsabilidad por la publicación de estos, motivo por el cual, los compiladores y recopiladores de la memoria se declaran exentos de toda responsabilidad relacionada con el contenido de los mismos.

Liga de acceso:

http://www.smeq.org.mx/Memorias/XXXIVSMEQ.pdf

Memorias del Congreso Nacional de la Sociedad Mexicana de Electroquímica Vol. 4, No. 1, junio 2019- mayo 2020, es una publicación anual de la Sociedad Mexicana de Electroquímica A.C. editada a través de Publicaciones SMEQ por la Sociedad Mexicana de Electroquímica, Av. Barranca del Muerto #26, Col. Crédito Constructor, Alcaldía Benito Juárez, CDMX, C.P. 03940, www.smeq.org.mx. Reserva de Derecho al Uso Exclusivo 04-2017-072515390400-203, otorgada por el Instituto Nacional de Derechos de Autor e-ISSN 2448-6191.

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Comité Ejecutivo 2017 – 2019

Presidente: Dr. Ricardo Orozco CruzVicepresidente: Dr. René Antaño López

Dra. Patricia Balderas HernándezSecretario: Tesorero: Dr. José Á. Cabral Miramontes

Vocales:Dr. Ricardo Galván Martínez Dra. Erika R. Larios Durán Dr. Jorge Ibáñez Cornejo

Comité Organizador

SOCIEDAD MEXICANA DE ELECTROQUÍMICA, A. C. - CIDETEQ

Comité de Arbitraje

Dr. Germán Orozco Gamboa Dr. Jorge Morales Hernández Dra. Antonia Sandoval González Dra. Carolina Martínez Sánchez

Patrocinadores

Fe de errata

Debido a un error involuntario en la publicación de las memorias del Congreso Nacional de la Sociedad Mexicana de Electroquímica en su XXXIV edición, algunos participantes tuvieron problemas con el sistema electrónico donde se recibían los trabajos en extenso. Aparentemente algunos usuarios habían subido el documento en tiempo y forma, sin embargo, el archivo electrónico no estaba en el sistema y como consecuencia el grupo de editores no tuvieron conocimiento de su participación.

El grupo organizador y editor de las memorias del congreso, lamenta este error y la posible confusión; por lo que, en esta adenda se presentan los trabajos en extenso que no fueron publicados en la primera edición electrónica por la causa antes mencionada.

Atentamente

Dr. Ricardo Orozco Cruz

Presidente

Sociedad Mexicana de Electroquímica

2017-2019

ÍNDICE

Clave Autores y Título

CTS-O-20 A. Carmona-Hernandez, E. Vazquez-Velez, J. Uruchurtu-Chavarin J. G., Gonzalez-Rodriguez, Uso de surfactante Gemini derivdo del aceite de palma como inhibidor de la corrosión de un acero inoxidable supermartensítico en medio amargo

1

EAM-O-12 L. A Estévez Sánchez, N. Gutiérrez Casiano, J. A. Cobos Murcia, I. Sánchez Bazán, E. Hernández Aguilar, Evaluación del TRH en la remoción de DQO en aguas residuales urbanas en tanque IMHOFF con sistemas de electrocoagulación

18

EAM-P-12 S. M. Ortiz-Camacho, K. Diaz-Castellanos, N. Gutiérrez-Casiano, I. Sánchez Bazán, V. E. Reyes Cruz, J.J. Díaz Guadarrama, E. Hernández-Aguilar, Modelación de la cinética de Turbidez en un reactor de electrocoagulación agitado con electrodos Mampara alumino (Al)-hierro (Fe)

28

EE-O-06 D. Mendoza Torres, Y. Bernal Clemente, E. Rodríguez Clemente, V.J. González Nava, H. Cervantes Cuevas, J. Uruchurtu Chavarin, M. Romero Romo, M. Palomar Pardavé, Efecto de la temperatura y la convección forzada sobre la eficiencia de inhibición de la corrosión del acero API 5L X120 en HCl, producida por 3 tipos de compuestos DHBIQZ

36

EE-O-08 R. Mayén-Mondragon,R. Montoya-López, J. Genescá-Llongueras, Modelado de espectros de impedancia electroquímica pro el método de elemento finito: relaciones de tiempo-frecuencia

46

EMS-O-16 S. Hernández Montiel, L. García Gonzalez, D. J. Araujo Perez, J. Hernández Torres, L. Zamora Peredo, A. Maytorena Sánchez,. J. Morales Hernández, Análisis estructural, de dureza y tribológico de Titanio grado 2 anodizado, utilizando HCl y etilenglicol como solución electrolítica

54

EMS-P-26 Errata Fe de errores a “ELECTROCATALYTIC ACTIVITY OF Ni NANOMATERIAL SYNTHESIZED IN BICONTINUOUS MICROEMULSION FOR METHANOL ELECTRO OXIDATION, E. T. Adesuji, K. B. Bernabe, M Sanchez-Dominguez, M Videa

69

EO-P-4 A. H. Rojas Calva, R. A. Vázquez García, J. L. Imbert Palafox, M. Estrada Villegas, J. A. Cobos Murcia, M. A. Veloz Rodríguez, Estudio comparativo de la obtención quitosano por los métodos químico y electroquímico a partir de exoesqueletos de camarón

70

IE-O-15 J. Estrada-García, K. Díaz-Castellanos, N. Gutiérrez-Casiano, L.A. Sánchez-Bazán, J.A. Cobos-Murcia, E. Hernández-Águilar, Evaluación de una configuración de electrodos en un tanque IMHOFF propuesta por un método CFD

83

USO DE UN SURFACTANTE GEMINI DERIVADO DEL ACEITE DE PALMA COMO INHIBIDOR DE LA CORROSIÓN DE UN ACERO INOXIDABLE

SUPERMARTENSÍTICO EN MEDIO AMARGO.

CTS-O-20

A. Carmona-Hernandez1*, E. Vazquez-Velez2, J. Uruchurtu-Chavarin1 J. G. Gonzalez-Rodriguez1, 1Universidad Autónoma del Estado de Morelos, CIICAP, Av. Universidad 1001, 62209,

Cuernavaca, Morelos. 2Instituto de Ciencias Físicas, UNAM Campus Morelos. Av. Universidad S/N CP 62210

Cuernavaca, Mor., Mexico * Autores para correspondencia: [email protected]

RESUMEN

En el presente trabajo de investigación se sintetizó y evaluó el efecto de inhibición de un surfactante Gemini no

iónico derivado del aceite de palma, sobre la corrosión de un acero inoxidable supermartensitico en una solución

amarga. Los resultados de las pruebas electroquímicas indicaron que la eficiencia de inhibición aumentó

conforme se incrementó la concentración del inhibidor, siendo del 99% con una concentración de 100 ppm.

Además, se determinó que el surfactante actuó predominantemente como un inhibidor anódico. Por último, el

proceso de adsorción del inhibidor obedeció la isoterma de Langmuir y el mecanismo de adsorción fue por

quimisorción.

Palabras Clave: Surfactante Gemini, inhibidor de corrosión, corrosión amarga, acero inoxidable.

2 AL 6 DE JUNIO DE 2019

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1. INTRODUCCIÓN

Los aceros inoxidables supermartensiticos (SMSS) se utilizan en ambientes severos para la fabricación de

tuberías de perforación, y otros equipos de producción en la industria petrolera. Los SMSS exhiben una alta

resistencia a la corrosión uniforme debido a su pasividad [1]. Sin embargo, pueden sufrir diferentes formas de

corrosión localizada dependiendo de las condiciones metalúrgicas y ambientales, especialmente en presencia de

ácido sulfhídrico (H2S) [2].

Uno de los métodos más eficaces para el control de la corrosión en la industria petrolera es el uso de

inhibidores de corrosión, los cuales son productos químicos que se añaden en pequeñas concentraciones al

sistema y reducen significativamente la velocidad de corrosión del metal [3, 4]. No obstante, muchos de los

inhibidores utilizados comercialmente son tóxicos y tienen un impacto negativo al medio ambiente. Por lo que

actualmente, las investigaciones se han centrado en la evaluación de inhibidores de corrosión ecológicos,

biodegradables y provenientes de fuentes renovables [5].

En los últimos años, se ha tenido un particular interés en el estudio de un nuevo tipo de inhibidores

surfactantes denominados Gemini, los cuales poseen dos o más grupos hidrofílicos y dos o más cadenas

hidrófobas unidas por un grupo espaciador [6]. Los grupos hidrofílicos se adsorben sobre la superficie metálica y

los grupos hidrofóbicos se orienta perpendicularmente a la superficie, formando una barrera que repele al

electrolito y protege al metal. En comparación con los inhibidores de corrosión tradicionales, los surfactantes

son económicos, fáciles de producir y poseen una alta eficiencia de inhibición y baja toxicidad [7].

Los surfactantes Gemini se han estudiado principalmente como inhibidores de corrosión para el acero

dulce y acero al carbono [8]. Sin embargo, recientemente Kaczerewska et al [9] sintetizaron cuatro surfactantes

Gemini catiónicos los cuales fueron probados como inhibidores en un acero inoxidable AISI 304 en 3M HCl.

Los autores determinaron las eficiencias de inhibición mediante técnicas electroquímicas, siendo la máxima del

97% con una concentración de 3mM.

En el presente trabajo de investigación se sintetizó un surfactante Gemini derivado de una fuente

renovable como del aceite de palma, para su aplicación en la inhibición de la corrosión de un acero

supermartensitico en una solución amarga.


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2. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL

2.1 Material y solución de prueba

El metal bajo estudio es el acero inoxidable supermartensitico UNS S41425. La composición química

(porcentaje en peso) del UNS S41425 es 0.02 % C, 0.75 % Mn, 0.3 % Si, 13.5 % Cr, 1.7 % Mo, 0.016 % P, 0.07

% Cu, 0.07 % N y balance Fe. Se prepararon electrodos de este acero embebidos en resina epoxica para las

pruebas electroquímicas, con un área de exposición de 2.8352 cm2.

El electrólito de prueba es la solución A señalada en la norma NACE TM177-96 [10]. La solución A esta

compuesta por 0.5% de ácido acético (CH3-COOH) y 5% de cloruro de sodio (NaCl) en peso y saturada con

H2S. Sin embargo, se implementará una variación de la solución A al sustituir al H2S por tiosulfato de sodio

(Na2S2O3) 1x10-3M, debido a que el H2S es difícil de manipular por ser un gas toxico e inflamable. En su

disertación doctoral, Kappes [11] determinó que la solución de 1x10-3M tiosulfato simula el comportamiento del

H2S en una solución saturada. A la solución de prueba se les añadió el inhibidor a las concentraciones de 0, 5,

10, 25, 50 y 100 ppm.

2.2 Síntesis del inhibidor.

La síntesis del inhibidor se realizó en dos etapas (figura 1). En la primera, el aceite de palma se transformó

en amida grasa mediante la aminolisis directa del aceite con hidroxietil etilendiamina en una relación molar 1:3,

respectivamente. La mezcla se agito en un matraz de bola durante 2 horas a una temperatura de 140 oC. En la

segunda etapa, se llevó a cabo la reacción de condensación de 2 moles de la amida grasa con 1 mol de ácido 4, 5-

imidazoldicarboxílico, en tolueno (relación 7:1) a reflujo durante 6 hrs.

2.3 Pruebas electroquímicas

Las pruebas electroquímicas se efectuaron en un potenciostato Gamry Interface 1000. La celda

electroquímica consistió en un arreglo de 3 electrodos: el electrodo de trabajo (ET) fue el metal bajo estudio,

como electrodo auxiliar (EA) se usó grafito y como electrodo de referencia (ER) se empleó el electrodo de

Ag/AgCl.


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Antes de cada prueba electroquímica, la solución se burbujeó con N2 durante una hora para remover el

oxígeno y después se colocó el ET en la solución y se midió el potencial de corrosión (Ecorr). Posteriormente se

aplicaron las técnicas de Curvas de Polarización (CPs), Espectroscopia de Impedancia Electroquímica (EIS) y

Ruido electroquímico (RE). En las CPs se aplicó un sobrepotencial de -0.8 a +1 V con respecto al Ecorr y una

velocidad de barrido de 1mV/s. En EIS se usó una amplitud de perturbación de ±10 mV en un rango de

frecuencias de 10000 a 0.01 Hz, tomando 10 puntos por cada década de frecuencia. Por último, en RE, se empleó

un segundo ET nominalmente idéntico en la celda electroquímica. Las mediciones de RE se obtuvieron con un

amperímetro de resistencia cero (ZRA) de ACM Instruments y la frecuencia de muestreo fue de 1 Hz.

Por último, al finalizar el monitoreo de las pruebas electroquímicas, se realizó un análisis superficial de

loso electrodos con un microscopio electrónico de barrido de emisión de campo (FESEM) SU5000 de

HITACHI.

Figura 1. Síntesis del surfactante Gemini. R son las cadenas alquílicas de ácidos grasos presentes en el aceite de palma.

3 RESULTADOS Y DISCUSIÓN


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3.1 Curvas de Polarización (CPs) En la figura 2 se muestran las CPs del acero UNS S41425 en la solución amarga con las concentraciones de 0, 5,

10, 25, 50 y 100 ppm del inhibidor. En la rama catódica, los valores de densidad de corriente catódica (ic) fueron

cercanos en 0 y 5 ppm, y en el caso de las demás concentraciones, la disminución de los valores de ic fue

significativa en presencia del inhibidor. Por su parte, en la rama anódica, los valores de la densidad de corriente

anódica (ia) disminuyeron hasta 2 órdenes de magnitud en la zona de activación, por lo que se pudo haber

formado una capa protectora sobre la superficie, bloqueando los sitios activos y modificando el estado de la

superficie, lo cual condujo a la disminución de las ia [12]. Además, la corriente de pasivación (ipas) disminuyó y

el intervalo de potencial de pasivación (Epas) aumentó con la presencia del inhibidor. Por último, con el

inhibidor, las CPs se desplazaron más de 100 mV en sentido anódico. De acuerdo con Satapathy et al [13] un

inhibidor puede clasificarse en catódico o anódico si el desplazamiento del Ecorr es superior a 85 mV con

respecto al Ecorr del blanco. Por lo tanto, el surfactante Gemini estaría actuando como un inhibidor anódico.

Figura 2. CPs del UNS S41425 en la solución A NACE con 1x10-3M de Na2S2O3 en presencia del inhibidor a diferentes

concentraciones


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En la tabla I se indican los parámetros cinéticos obtenidos mediante las CPs. Con el inhibidor, los valores de la

pendiente catódica (bc) disminuyeron y los de la pendiente anódica (ba) aumentaron con respecto a los valores de

bc y ba del blanco, indicando que el inhibidor tuvo un efecto en el mecanismo de la disolución anódica, así como

en la reacción de reducción de hidrogeno [14]. La eficiencia de inhibición (EI), obtenida a partir de los valores

de la densidad de corriente de corrosión (icorr), aumentó conforme se incrementó la concentración del inhibidor.

Tabla I. Parámetros cinéticos obtenidos de las CPs.

3.2 Espectroscopia de impedancia electroquímica (EIS) En la figura 3 se muestran los diagramas de Nyquist del acero UNS S41425 expuesto durante 4hrs en la

solución amarga con diferentes concentraciones del inhibidor. Se observó que el diámetro del semicírculo, es

decir, la resistencia a la transferencia de carga (Rtc), aumentó con el incremento de la concentración del

inhibidor, indicando que las moléculas adsorbidas del surfactante forman una película protectora sobre la

superficie y actúan como barrera que obstaculiza la transferencia de carga en la interfase [15]. Por su parte, en

el diagrama de Bode del ángulo de fase (φ) (figura 4), en el blanco se presentó una sola constante de tiempo (τ)

(una sola campana) relacionada con el efecto combinado de la capacitancia de la doble capa electroquímica (Cdc)

y la Rtc de la interfase metal/electrolito. No obstante, en presencia del inhibidor se presentaron dos τ, la primera

a altas frecuencias se atribuyó a la resistencia de la película del inhibidor (Rf) y la segunda a bajas frecuencias se

asoció al proceso de transferencia de carga. Cabe señalar que, a partir de una concentración de 25 ppm, las dos

Concentración (ppm) Ecorr (mV)

Ecorr CP (mV)

ba (mV/década)

bc (mV/década) icorr (mA/cm2) E.I (%)

0 -501.4 -517 117.5 -187.6 2.37E-01 --- 5 -384 -456 150.5 -176.7 4.82E-02 79.68 10 -402.5 -443 110.7 -180.2 1.46E-02 93.85 25 -390.8 -437 137.2 -144.4 7.94E-03 96.65 50 -383 -456 174 -132.3 6.31E-03 97.34

100 -381.5 -450 155.6 -138.4 5.82E-03 97.55


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τ están traslapadas y en el caso particular de 5 ppm se observó una tercera τ a bajas frecuencias asociada a

procesos de difusión.

Es evidente que la presencia del inhibidor afectó el comportamiento de los diagramas de EIS, por lo que el

surfactante no actuó únicamente por cobertura de la superficie, sino que también afectó el mecanismo de las

reacciones electroquímicas [16].

Figura 3. Diagrama de Nyquist del acero UNS S41425 expuesto durante 4 hrs en la solución A NACE con 1x10-3M de

Na2S2O3 a diferentes concentraciones del inhibidor.

Figura 4. a) Diagrama de Nyquist b) Diagrama de Bode (φ vs log f) del acero UNS S41425 expuesto durante 4 hrs en la

solución A NACE con 1x10-3M de Na2S2O3 a diferentes concentraciones del inhibidor.


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El análisis cuantitativo de los diagramas de EIS se llevaron a cabo mediante el ajuste con circuitos

eléctricos equivalentes (CEE) con el software EIS Spectrum Analyser 1.0. Los CEE propuestos para describir la

interfase metal electrolito se muestran en la figura 5. En ausencia del inhibidor, se utilizó el CEE de la figura 5a,

ya que en estas condiciones se forman productos de corrosión conductores y poco protectores, razón por la cual

se observa una sola τ. En 5 ppm, se utilizó el CEE de la figura 5b, en el cual se representa la heterogeneidad de

la capa del inhibidor sobre la superficie y aparece el elemento de difusión semi ínfima de Warburg, W [17]. Por

último, para las concentraciones de 10 a 100 ppm, se empleó el CEE de la figura 5c, en donde la superficie está

cubierta por el inhibidor.

En la tabla II aparecen los parámetros obtenidos a partir de los CEE, donde Rtc, Rf y Cdc fueron definidos

anteriormente, Rs es la resistencia del electrolito, σ es el coeficiente de warburg, CPEdc y CPEf son elementos de

fase constante (CPE), que representan la capacitancia no ideal de la doble capa y la capa del inhibidor,

respectivamente. La desviación de la idealidad del comportamiento capacitivo en los sistemas de corrosión

reales se ha atribuido a la dispersión de la τ por falta de homogeneidad en la superficie a escala atómica. El valor

real de Cdc se estimó a partir de la ecuación 1 [18]:

𝐶𝐶𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝑌𝑌01𝑛𝑛(𝑅𝑅𝑠𝑠−1 + 𝑅𝑅𝑡𝑡𝑑𝑑−1)

𝑛𝑛−1𝑛𝑛 (1)

Donde Yo y n son parámetros del CPE.

En la tabla II se observa que los valores de Rf y Rtc aumentan conforme se incrementa la concentración

del inhibidor, y por ende la EI obtenida a partir de la Rtc. En cambio, la Cdc disminuyó, debido a la reducción de

la constante dieléctrica local y/o por el aumento en el espesor de la doble capa electroquímica. Este hecho

sugiere que las moléculas del inhibidor actúan por adsorción en la interfase metal/electrolito [19].


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Figura 5. CEE usados para el ajuste de los datos de EIS obtenidos del acero UNS S41425 en la solución A NACE con

1x10-3M de Na2S2O3 a diferentes concentraciones del inhibidor.

Tabla II. Parámetros obtenidos del ajuste de los datos de EIS con los CEE de la figura 5 para el acero UNS S41425 en la

solución A NACE con 1x10-3M de Na2S2O3 a diferentes concentraciones del inhibidor.

Conc (ppm)

Rs

(Ωcm2) Rf

(Ωcm2) CPEf-Y0

(Sn/Ωcm2) CPEf-n Rtc

(Ωcm2) CPEdc-Y0 (Sn/Ωcm2)

CPEdc-n

σ Cdc

(µF/cm2) EI

(%) 0 2.66 111.4 1.34E-02 0.93 10466.37 -- 5 2.12 9.47 1.97E-03 0.75 803.05 1.89E-03 0.96 74.98 1577.96 86.12 10 4.88 965.79 6.00E-04 0.89 1148.3 9.92E-04 0.85 392.52 90.29 25 4.64 3844.7 2.03E-04 0.86 2697.6 1.12E-03 0.79 290.37 95.87 50 3.71 5459.6 1.55E-04 0.88 3277.5 7.62E-04 0.83 236.12 96.60

100 7.78 18844 8.69E-05 0.88 17735 1.45E-04 0.81 30.57 99.37

3.3 Ruido Electroquímico (RE)

a) b)

c)


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El análisis de los resultados de RE se realizó en el dominio del tiempo. Primeramente, se realizó el análisis

visual de las series de tiempo de potencial (E) y corriente (I), y en segundo lugar, se procedió a calcular

parámetros estadísticos como la resistencia de ruido (Rn) y el índice de localización (IL). Rn y IL se

determinaron mediante las ecuaciones 2 y 3, respectivamente:

𝑅𝑅𝑛𝑛 =𝜎𝜎𝐸𝐸𝜎𝜎𝐼𝐼

(2)

𝐼𝐼𝐼𝐼 = 𝜎𝜎𝐼𝐼𝐼𝐼𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅

(3)

Donde 𝜎𝜎𝐸𝐸 y 𝜎𝜎𝐼𝐼 son la desviación estándar de las series de E y I respectivamente, y 𝐼𝐼𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅 es la raíz

cuadrática media de I. Cabe señalar que antes de obtener Rn, se removió la tendencia de las series de E y I con el

método de la remoción de la media móvil (MAR) [19].

En la figura 6 se muestran las series de E y I a las diferentes concentraciones del inhibidor. En términos

generales, las series de E con y sin el inhibidor tuvieron un carácter estocástico con fluctuaciones de muy baja

amplitud, siendo aproximadamente del intervalo de 0.15-0.12 mV para las concentraciones de 0 y 5 ppm, y de

0.08-0.04 mV para las demás concentraciones. En las series de I, en 0 ppm, se presentaron transientes de baja

frecuencia y alta amplitud (1 µA aproximadamente), los cuales tenían la característica de un aumento repentino,

seguido de una disminución del valor de I a una velocidad lenta. No obstante, con el inhibidor a las

concentraciones de 5 a 50 ppm, los transientes de las series de I fueron bidireccionales con una baja amplitud

(0.02-0.01 µA aproximadamente) y alta frecuencia. En el caso de 100 ppm, en la serie de I aparecieron

transientes discretos de alta amplitud con respecto al valor medio de la serie, característicos a eventos de

corrosión localizada [20], no obstante, la amplitud de dichos transientes fue muy baja (0.1 nA) en comparación

con los transientes que aparecen en las series de I de las demás concentraciones del inhibidor.

En la tabla III, se muestran los valores de Rn y IL. Al igual que la Rtc, Rn aumentó con el incremento de

la concentración del inhibidor. Por último, de acuerdo a los valores de IL, las formas de corrosión presentes en el

acero fueron la corrosión mixta (0.1-0.01) y corrosión localizada (1-0.1) [21].


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Figura 6. Series de tiempo de E y I del acero UNS S41425 en la solución A NACE con 1x10-3M de Na2S2O3 en presencia del inhibidor a diferentes concentraciones: a) 0ppm b)5ppm c)10 ppm d)25ppm e)50ppm y f) 100ppm.

Tabla III. Parámetros de RE para el acero UNS S41425 en la solución amarga en ausencia y presencia del inhibidor.

Conc (ppm) Rn (Ωcm2) IL EI (%) 0 641.55 0.13 -- 5 3373.11 0.05 80.9

10 4820.57 0.27 86.69 25 6545.94 0.11 90.19 50 10927 0.05 94.12 100 3335776.79 0.8 99.99

3.4 Isotermas de adsorción.


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Si la adsorción molecular en la interfase metal/solución es el mecanismo a través del cual se produce la

inhibición de la corrosión, se puede describir el proceso de adsorción mediante un isoterma. La expresión

matemática de la isoterma de Langmuir está dada por la ecuación 4:

𝐶𝐶𝑖𝑖𝑛𝑛ℎ𝜃𝜃

=1

𝐾𝐾𝑎𝑎𝑑𝑑𝑠𝑠+ 𝐶𝐶𝑖𝑖𝑛𝑛ℎ (4)

Donde 𝐶𝐶𝑖𝑖𝑛𝑛ℎ es la concentración del inhibidor, 𝐾𝐾𝑎𝑎𝑑𝑑𝑠𝑠 es la constante de equilibrio para el proceso de

adsorción-desorción y 𝜃𝜃 es la cobertura de la superficie la cual se puede definir como 𝜃𝜃 = 𝐸𝐸𝐼𝐼 100⁄ . En grafico

Cinh/θ vs Cinh (figura 7) se obtuvo una buena correlación de los datos de EI en todas las técnicas electroquímicas,

por lo que el proceso de adsorción del surfactante Gemini en la superficie del acero obedeció a la isoterma de

Langmuir. El valor de 𝐾𝐾𝑎𝑎𝑑𝑑𝑠𝑠 se determinó mediante la intersección de la recta en la ordenada y la energía libre de

adsorción (∆𝐺𝐺𝑎𝑎𝑑𝑑𝑠𝑠) mediante la ecuación 5 [22].

𝐾𝐾𝑎𝑎𝑑𝑑𝑠𝑠 =1

𝐶𝐶𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠exp −

∆𝐺𝐺𝑎𝑎𝑑𝑑𝑠𝑠𝑅𝑅𝑅𝑅

(5)

Donde 𝐶𝐶𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 es la concentración molar del agua (55.5 M). Los valores de 𝐾𝐾𝑎𝑎𝑑𝑑𝑠𝑠 y ∆𝐺𝐺𝑎𝑎𝑑𝑑𝑠𝑠 obtenidos se

muestran en la tabla IV. De acuerdo con la literatura [22], valores de ∆𝐺𝐺𝑎𝑎𝑑𝑑𝑠𝑠 del orden de -20 kJ/mol indican una

interacción electrostática de las moléculas del inhibidor en la superficie metálica (fisisorción); mientras que

valores del orden de -40 kJ mol implican la transferencia de carga de las moléculas del inhibidor a la superficie

del metal para formar un enlace covalente coordinado (quimisorción). Los valores obtenidos para el surfactante

Gemini indicaron que las moléculas se adsorbieron sobre la superficie por quimisorción.


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Figura 7. Isoterma de Langmuir de adsorción del surfactante Gemini sobre el acero UNS S41425 en la solución A NACE

con 1x10-3M de Na2S2O3

Tabla IV. Parámetros termodinámicos de adsorción obtenidos con la isoterma de Langmuir.

Prueba Pendiente Intersección. Kads (L/mol) ∆Gads (KJ/mol) R2 CP 1.0167 8.56E-07 1167965 -44.54 0.9999 EIS 1.0001 1.98E-06 834724 -43.71 0.9998 RE 0.9869 2.68E-06 372654 -41.71 0.9991

3.5 Análisis superficial con SEM

En la figura 8 se muestran las imágenes de SEM de la superficie del acero UNS S41425 después de 24hrs

de exposición en la solución amarga a las concentraciones de 0, 25 y 100 ppm. A 0 ppm (figura 8a) se observó la

formación de productos de corrosión de color negro, frágiles y poco protectores. Monnot et al [23] en su estudio

de un supermartensitico en una solución con H2S, reportaron que la superficie metálica fue cubierta por una capa

gruesa oscura de productos de corrosión porosos ricos en sulfuros de Ni y Mo.


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Posteriormente, al remover los productos de corrosión (figura 8b), se observó una superficie rugosa con un

ataque severo por corrosión uniforme. No obstante, con el inhibidor a las concentraciones de 25 y 100 ppm

(figura 8c y 8d, respectivamente) se observó una superficie lisa con ralladuras propias de la preparación

superficial antes de la inmersión en la solución, con un menor ataque conforme se incrementó la concentración

del inhibidor. La morfología de la corrosión en presencia del inhibidor fue localizada.

Figura 8. Imágenes de SEM del UNS S41425 expuesto durante 24 hrs en la solución A NACE con 1x10-3M de Na2S2O3 en ausencia del inhibidor: a) con productos de corrosión b) sin productos de corrosión. Con el inhibidor a una concentración de

c) 25 ppm y d) 100 ppm.

a)

b)

d)

a)

c) d)


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4 CONCLUSIONES

En el presente trabajo de investigación se evaluó el efecto de inhibición de un surfactante Gemini derivado

del aceite palma sobre el acero UNS S41425 en la solución A NACE con con 1x10-3M de Na2S2O3 a temperatura

ambiente. Las principales conclusiones extraídas de los resultados obtenidos son las siguientes:

• Los resultados de las pruebas electroquímicas (CP, EIS y RE) mostraron que el surfactante Gemini tuvo

un excelente desempeño como inhibidor de la corrosión en el acero inoxidable supermartensitico en la

solución amarga y su eficiencia de inhibición fue mayor conforme se incrementó la concentración del

inhibidor. La mayor eficiencia (99%) se obtuvo a 100 ppm.

• El surfactante Gemini actuó principalmente como un inhibidor anódico, sin embargo, también tuvo un

efecto en las reacciones catódicas retardando la reacción de evolución de hidrogeno.

• La adsorción del inhibidor sobre la superficie metálica obedeció la isoterma de Langmuir y el

mecanismo de adsorción se llevó a cabo por quimisorción.

• El análisis de superficie con SEM demostró que el surfactante Gemini inhibió el proceso de corrosión

amarga en el acero inoxidable supermartensitico.

5 AGRADECIMIENTOS

El autor A. Carmona Hernández agradece al CONACyT el apoyo brindado por el apoyo financiero

otorgado para el desarrollo de esta investigación a través del Programa de Becas Nacionales.

6 REFERENCIAS

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Sci., 394, 132 (2017).


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EVALUACIÓN DEL TRH EN LA REMOCIÓN DE DQO EN AGUAS RESIDUALES URBANAS EN TANQUES IMHOFF CON SISTEMAS DE

ELECTROCOAGULACIÓN

EAM-O-12

L. A. Estévez Sánchez1, N. Gutiérrez Casiano1, J. A. Cobos Murcia2, I. Sánchez Bazán1, E. Hernández Aguilar1 1Universidad Veracruzana, Facultad de Ciencias Químicas Orizaba Ote. 6 núm. 1009, Rafael Alvarado, 94340,

Orizaba, Ver. 2Área Académica de Ciencias de la Tierra y Materiales ICBI-UAEH Carr. Pachuca-Tulancingo km. 4.5 42184,

Mineral de la Reforma, Hgo. *Autores para correspondencia [email protected]

RESUMEN

El tratamiento de aguas residuales se ha vuelto un foco de atención prioritario debido a la gran generación de estas que continúan en aumento. Debido a esto las regulaciones nacionales como internacionales son cada vez más exigentes, por lo que la implementación de sistemas de tratamiento más eficientes debe ser instaurado. Siendo ese el caso, en la actualidad los sistemas electroquímicos como la electrocoagulación, es una de las principales tecnologías de tratamiento estudiadas, por lo que se presenta a continuación los resultados obtenidos a partir de la experimentación realizada, en donde a partir de la construcción del tanque Imhoff a escala 1:25 construido en acrílico y cristal, se obtuvieron eficiencias de remoción de hasta el 86.57% de DQO y una disminución de turbidez de hasta el 60.46% considerando un flujo para cada nivel del tiempo de retención hidráulico (TRH), así mismo se utilizó una conexión monopolar en paralelo con electrodos de Al aplicando una corriente de 2A, se aplicó un diseño unifactorial basado en los tiempos de retención hidráulico para los que se consideraron 3 niveles (1.5 h, 2.h y 2.5 h). Se presentó una mayor remoción al utilizar el TRH máximo con los 2A, siendo este el que obtuvo una mayor remoción de los parámetros estudiados.

Palabras Clave: Electrocoagulación, Tiempo de retención hidráulico, Electroquímico, Tratamientos.

2 AL 6 DE JUNIO DE 2019 (MÉXICO)

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1. INTRODUCCIÓN

El incremento de las descargas de aguas residuales urbanas debido al crecimiento de la población y de sus

actividades, aunado a la calidad y cantidad de su disposición final en el medio ambiente sin tratamiento previo es

una de las principales causas que afectan la calidad del agua a nivel mundial [1].

Las características de las aguas residuales, así como su volumen varían dependiendo de la cantidad de la

población, los rangos de edad de los habitantes, su estilo de vida, así como sus tradiciones y su cultura, con lo

cual los principales componentes de estas aguas suele ser residuos de shampoos y jabón, sólidos suspendidos y

una gran cantidad de materia orgánica. Los principales tipos de tratamiento suelen ser tratamientos por medios

físicos como la filtración, cribado o la ultrafiltración, o por medios químicos como la coagulación/floculación, e

incluso biológicos como los wetlands o los biodiscos. Sin embrago, los sistemas de electrocoagulación han sido

estudiados y han demostrado una gran capacidad para el tratamiento de las aguas residuales [2].

Durante la década de los 80 los tanques Imhoff fueron ampliamente instalados por su sencillez de

operación en el tratamiento de aguas residuales domésticas, sin embrago, en la actualidad estas unidades de

tratamiento primario se han visto sobrepasadas en su capacidad de tratamiento debido a que están diseñados para

comunidades de 5000 personas y el aumento demográfico de la población sumado a las regulaciones ambientales

cada vez más estrictas, han dejado a muchos de estos tanques inoperables [3].


2.1 Muestreo y caracterización del agua residual

La toma de muestras de agua residual se realizó en base a la NMX-AA-3-1980 “Aguas residuales-

muestreo”, Adquirida en la colonia San Román en la ciudad de Córdoba, Ver. Los parámetros de DQO, turbidez,

pH, O2 disuelto y sólidos totales, suspendidos y disueltos, dentro de las 48 h posteriores al muestreo al igual que

los experimentos, los resultados de la caracterización del agua residual se muestran en la tabla I.

2.2 Diseño del experimento unifactorial


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EAM-O-12 19

Par la evaluación del factor del tiempo de retención hidráulico (TRH) se consideraron 3 niveles de este,

contemplando el TRH mínimo, medio y máximo para los cuales, sus valores respectivos fueron un TRH mínimo

de 1.5 h, un TRH medio de 2 h y un TRH máximo de 2.5 h aplicando a todos una intensidad de corriente de 2A.

2.3 Operación del tanque Imhoff con el sistema de electrocoagulación

Los experimentos se realizaron en modo de operación continuo, por lo que para suministrar los caudales

de cada experimento se utilizó una bomba peristáltica, la cual alimentó el tanque de acuerdo con el diseño

experimental. La toma de muestras se llevó a cabo a la salida del tanque y estas se realizaron cada 30 min. Se

colocó una compuerta a la salida del tanque para evitar que las espumas generadas durante el proceso fueran

descargadas a la salida. El tanque se operó con una intensidad de corriente de 2A utilizando una fuente de poder

para asegurar una corriente constante para todos los TRH, además se utilizó un volumen de 23 L que es la

capacidad del tanque, debido a esto se calculó para cada TRH su respectivo caudal con la ecuación:

𝑄𝑄 = 𝑉𝑉𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇

1

Respectivamente se obtuvieron los caudales, para los cuales con un TRH de 1.5 h el valor de Q fue de 15.3 L/h,

para un TRH de 2 h el valor de Q fue de 11.5 L/h y finalmente para un TRH de 2.5 h el valor de Q fue de 9.2

L/h.

2.3.1 Arreglo y material de los electrodos

Se utilizó un arreglo de conexión monopolar en paralelo para conectar los electrodos en forma de placas.

Se utilizaron 16 electrodos, en el primer tercio del tanque se utilizaron 6 placas de 10x15 cm, siendo 4 ánodos.

En las otras dos secciones se instalaron 5 placas, 3 de 10x15cm y 2 de 5x15, replicándose en la sección 3. Se

utilizó solo material de aluminio tanto para los ánodos como para los cátodos a fin de reducir el peso sobre la

superficie del tanque además de su facilidad de obtención y el bajo costo de este material, se muestra en la

Figura 1 el tanque con la colocación de los electrodos. Además de que S. Barisci [2], comprobó que aplicar solo

material de aluminio en los electrodos logra altos porcentajes de remoción.


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Figura 1. Vista aérea del tanque Imhoff a escala 1:25


Los resultados obtenidos de la caracterización del agua residual de la colonia San Román se muestran en la

Tabla I. Los límites permisibles especificados en la NOM-001-SEMARNAT-1996, son superados siendo que

valores como los sólidos totales tienen un máximo permisible de 150 mg/L, con lo cual el agua caracterizada

posee el doble del valor permitido por la norma [9].

Tabla I. Resultados de la caracterización del agua residual

Agua residual

DQO

1845 mg/L

Turbidez

110 NTU

O2 Disuelto

2.3 mg/L

pH

6.94

Sólidos totales

1090 mg/L

Sólidos suspendidos

337.9 mg/L

Sólidos disueltos

752.1 mg/L

Los resultados obtenidos de la cinética de remoción para DQO demuestran que la remoción máxima promedio se

obtuvo con 2A de intensidad de corriente y un TRH de 2.5 h en comparación con el TRH de 2 y 1.5 h. El valor

máximo promedio obtenido fue de un 86.57 % de remoción de DQO bajo las condiciones antes mencionadas, los

resultados se muestran en la Figura 2. Comparado con Eryuruk [4], quien utilizó un reactor de lodos con flujo

ascendente, obtuvo una remoción de DQO de hasta el 95% añadiendo un polielectrolito, lo que permitió una


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EAM-O-12 21

mayor remoción de DQO. Sin embrago, encontró que a su vez el flujo que determina los TRH pueden afectar la

remoción de la DQO y que con tiempos de retención hidráulicos de medios a alto se obtienen mayores

porcentajes de remoción.

Figura 2. Cinética de remoción promedio de DQO en el tratamiento por electrocoagulación de agua residual urbana

Así mismo se analizaron parámetros como la turbidez, para la cual se observó una mejor remoción a 2A y

un TRH de 2.5 h alcanzando un máximo de remoción promedio de 53.2% mientras que con un TRH de 1.5 se

alcanzó un promedio máximo de remoción de 39.9% y para el tiempo de 2 h se registró un promedio máximo de

remoción de 27.5%. Las cinéticas de la remoción de turbidez se muestran gráficamente en la figura 3. Estos

resultados pueden ser comparables con los obtenidos por Abhipsa [5] quien también evaluó la remoción de

turbidez para un sistema de electrocoagulación en continúo, encontrando una remoción de turbidez de hasta el

99%, sin embargo, su sistema se aplicó como un post tratamiento de un reactor anaerobio y también evaluó 3

TRH diferentes encontrando mayores remociones en los tiempos de retención hidráulicos más altos.

También se analizaron los sólidos totales, suspendidos y disueltos, y se observó que para los sólidos

totales con un TRH de 2.5 h se obtuvo un promedio de remoción máximo de 51.9%, a su vez, el TRH de 2 h

alcanzó un máximo de remoción promedio del 45.2% mientras que el TRH de 1.5 h alcanzó el 44.7%. Las

cinéticas de remoción se muestran en las Figuras 4. La cantidad de sólidos totales no ha sido estudiada en su

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0 20 40 60 80 100 120 140 160

Rem

oció

n de

DQ

O (%

)

t (min)

DQO, TRH = 1.5 hDQO, TRH = 2 hDQO, TRH = 2.5 h


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mayoría, debido a que el mayor interés se centra en los sólidos suspendidos ya que incluso la NOM-001-

SEMARNAT-1996, también solo contempla la cantidad de sólidos suspendidos [9].

Figura 3. Cinéticas de remoción de turbidez

Figura 4. Cinéticas de remoción de sólidos totales

Por otra parte, la mayor remoción para los sólidos suspendidos se obtuvo con un TRH de 2 h

obteniendo un promedio máximo de remoción del 77.1%, sin embargo, la diferencia con el TRH de 2.5 h

es solo del 2% ya que para éste se obtuvo una remoción promedio máxima del 75.1% mientras que con un

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Rem

oció

n de

Tur

bide

z (%

)

t (min)

TRH = 1.5 hTRH = 2 hTRH = 2.5 h

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Rem

oció

n de

sólid

os T

otal

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(%)

t (min)

TRH = 1.5 h

TRH = 2 h

TRH = 2.5 h


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TRH de 1.5 h sólo se alcanzó un promedio máximo de remoción del 52.7%, los resultados se muestran en

la figura 5. De igual manera Abhipsa [5] determinó que el tiempo de retención hidráulico óptimo del

reactor afecta la cantidad de sólidos suspendidos ya que cuando el TRH aumenta más allá del óptimo, ya

no se observan remociones significativas de los sólidos suspendidos. A su vez M. Elazzouzi [6] reporta

que dependiendo de la intensidad de corriente y el TRH, la cantidad de remoción de sólidos suspendidos

aumenta con un mayor TRH e intensidad de corriente, con lo que el obtuvo hasta un máximo de 86% de

remoción de sólidos suspendidos en 30 min, mencionando que su experimento fue realizado en un reactor

tipo batch.

Figura 5. Cinéticas de remoción de sólidos suspendidos

La remoción de sólidos disueltos fue mayor con un TRH de 2.5 h alcanzando un promedio máximo de

remoción del 56.7%, mientras que con un TRH de 2 h se alcanzó un 46.6% de remoción y finalmente con un

TRH de 1.5 h se alcanzó a su vez un máximo de promedio de remoción del 50.8%. Se muestra en la figura 6. Y

al igual que los sólidos totales, la mayoría de los estudios únicamente se enfocan en la medición de sólidos

suspendidos, sin embargo Aguilar [7] reporta en sus datos que el comportamiento para los 3 tipos de sólidos

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Rem

oció

n de

sólid

os S

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ndid

os (%

)

t (min)

TRH = 1.5 h

TRH = 2 h

TRH = 2.5 h


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debe ser similar y en relación al estudio a Abhipsa [5] la remoción se realizará hasta que llegue al punto óptimo

de TRH para después mantenerse estable.

Se realizó el monitoreo del pH, así como de la cantidad de O2 disuelto, y se observó que el pH se mantiene

cerca de la neutralidad. Obteniéndose en todos los tratamientos un valor de 7 ± 0.1. A su vez el oxígeno disuelto

aumentó un máximo del 51.1% con el TRH de 2.5 h mientras que para el TRH de 2 y 1.5 h no se observó un

cambio significativo manteniéndose cerca del valor inicial del agua residual. En comparación con Elazzouzi [6],

que estudio el comportamiento del pH con respecto al tiempo de tratamiento, reportó que el pH aumenta en

relación al tiempo del proceso de electrocoagulación variando de 7.4 a 8.2 en su estudio. Mientras que por otra

parte E. Nariyan [8] reportó que la cantidad de oxígeno disuelto se ve disminuida sustancialmente al aplicar el

proceso de electrocoagulación con electrodos de hierro y aluminio, esta disminución que reportó fue de 9 mg/L

hasta llegar a 1 y 0 mg/L de Oxígeno disuelto, de igual manera reportó un aumento sustancial del pH desde 4

hasta 12 durante los primeros 20 min de tratamiento, y después no observó un cambio significativo de pH.

Figura 6. Cinéticas de remoción de sólidos disueltos.

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TRH = 1.5 h

TRH = 2 h

TRH = 2.5 h


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4 CONCLUSIONES

La remoción de DQO y turbidez mediante la adaptación de un proceso electroquímico

(electrocoagulación), en un tanque Imhoff está relacionada con los TRH del tanque, se observó que de los 3

niveles estudiados del factor del tiempo de retención hidráulico (1.5, 2 y 2.5 h), los mayores porcentajes

promedio de remoción fueron obtenidos cuando se tuvo un mayor tiempo de retención en el tanque, obteniendo

la mayor remoción promedio con las condiciones experimentales de 2A y un tiempo de retención hidráulico de

2.5 h, lo cual representa un caudal de 9.2 L/h. Así mismo, la remoción máxima obtenida de los sólidos, además

de la estabilidad del pH y el aumento del oxígeno disuelto se vio favorecida con un tiempo de retención

hidráulico de 2.5 h en comparación con los valores obtenidos para los otros 2 niveles del tiempo de retención

hidráulico, que, aunque con resultados semejantes, siguen por debajo de los valores obtenidos con 2.5 h.

5 AGRADECIMIENTOS

Los autores externan su agradecimiento a la Universidad Veracruzana, a la Facultad de Ciencias Químicas

Orizaba y muy en especial al cuerpo académico “UV-CA-226 - Estudio integral de ingeniería aplicada”, por el

apoyo financiero otorgado para el desarrollo de esta investigación a través del proyecto de vinculación con

Hidrosistema de Córdoba.

6 REFERENCIAS

[1] M. Elazzouzi , A. El Kasmi, . K. Haboubi y M. Elyoubi, «A novel electrocoagulation processing insulated edges of Al electrodes for enhancement of urban wastewater treatment: Techno-economic study,» Procees Safety and Enviromental Protection, vol. 116, pp. 506 - 515, 2018.

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MODELACIÓN DE LA CINÉTICA DE TURBIDEZ EN UN REACTOR DE ELECTROCOAGULACIÓN AGITADO CON ELECTRODOS-MAMPARA

ALUMINIO (Al)-HIERRO (Fe)

EAM-P-12 S. M. Ortiz-Camacho1, K. Diaz-Castellanos1, N. Gutiérrez-Casiano1, I. Sánchez Bazán1, V. E. Reyes Cruz 2, J.J. Díaz Guadarrama3, E. Hernández-Aguilar 1*

1Universidad Veracruzana Facultad de Ciencias Químicas, Ote. 6 1009, Rafael Alvarado, 94340

Orizaba, Ver. 2Universidad Autónoma del Estado de Hidalgo, Carr. Pachuca - Actopan Km. 4.5, Campo de Tiro,

42039 Pachuca de Soto, Hgo. cCalle 18 No 1907 3Hidrosistema de Córdoba, Las Lomas, 94570 Córdoba, Ver.

* Autores para correspondencia: [email protected]

RESUMEN Este trabajo evalúa la cinética de turbidez en un proceso de electrocoagulación de aguas residuales

urbanas, utilizando un reactor de vidrio con agitación mecánica y mamparas-electrodos de aluminio (ánodo) y de

hierro (cátodo). Se utilizó un diseño experimental unifactorial evaluando el proceso en 3 niveles de voltaje (10,

15 y 20) teniendo un tiempo de tratamiento de 180 min aplicado a 20 L de agua residual por lote, se monitoreo el

reactor cada 30 min. La remoción máxima obtenida fue de 98.5% con un valor final de 2.4 NTU aplicando un

voltaje de 15V, mientras que con 10V obtuvo una remoción del 83.6% con valor de 25.2 NTU y con 20V se

removió el 88.7% con 17.4 NTU al final del proceso. Al aplicar el estadístico de prueba con los resultados

obtenidos de turbidez, indicó que existen diferencias significativas en el factor voltaje. Se aplicó un modelo

exponencial negativo logrando un factor de correlación (R2) entre 0.93 y 0.98.

Palabras Clave: Turbidez, agitación, electrocoagulación, modelo


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EAM-P-12 28

mailto:[email protected]

1. INTRODUCCIÓN

Los altos índices de contaminación por aguas residuales, producto de actividades antropogénicas tienen

como resultado el deterioro de ríos, lagos y otros cuerpos de agua, que son importantes para cualquier tipo de

ecosistema. Debido a esto, es necesario minimizar los impactos negativos al ambiente ya sea a través de la

implementación de prácticas de prevención de la contaminación o del tratamiento de aguas residuales antes de

ser vertidos al medio ambiente [2].

Por esto, se realizó un proceso de electrocoagulación para el tratamiento de aguas residuales la cual es

una técnica utilizada que aplica los principios de la coagulación–floculación en un reactor electrolítico

construido [1]. En este reactor se aplicó corriente eléctrica al agua residual a través de placas metálicas paralelas

con función de electrodos. La corriente eléctrica proporcionó la fuerza electromotriz que provoca las reacciones

químicas que desestabilizan las formas en las que los contaminantes se encuentran presentes [5]. Por otro lado,

se utilizó agitación mecánica en el reactor, con la finalidad de que los electrodos no se colmaten y a su vez no se

produzca un rompimiento de los flocs [4].


2.1 Caracterización del agua residual

Se realizaron análisis físico-químicos al agua residual: pH, temperatura, turbidez, oxígeno disuelto y

acidez para conocer su estado. Estos parámetros se llevaron a cabo por duplicado, siguiendo la normatividad que

se muestra en la Tabla I.

Tabla I Parámetros fisicoquímicos monitoreados y Normas empleadas en el proceso de electrocoagulación.

Parámetro Norma Mexicana pH NMX-AA-008-SCFI-2016

Temperatura NMX-AA-007-SCFI-2000

Turbidez NMX-AA-038-SCFI-2001

Oxígeno disuelto NMX-AA-012-SCFI-2001 Acidez NMX-AA-036-SCFI-2001


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EAM-P-12 29

2.2 Sistema electroquímico Se empleó el material de vidrio para el reactor, con forma cuadrada, teniendo dimensiones de 30 cm de

ancho por 30 cm de largo y 40 cm de altura; con un volumen total de 36 000 cm3 (36 litros). El reactor se operó a

un 56% de su capacidad (20 litros), en este se instalaron 8 electrodos alrededor del tanque con 10 cm de

separación con posición de mamparas, esto para hacer una mezcla más rápida del agua residual y evaluar el

rendimiento, empleando 4 electrodos de aluminio como ánodos y 4 de hierro, que fueron los cátodos, con

medidas de 6x30 cm. Se colocó un agitador a 90 rpm dentro del reactor, en la tapa del reactor se realizó una

perforación para obtener las muestras de agua tratada, la Figura 1 presenta el reactor construido.

Se utilizaron cables de cobre dentro de mangueras para evitar la corrosión del material con el agua, así se

añadió electricidad a cada electrodo conectados a una fuente de poder que se muestra en la Figura 2, de la marca

DC POWER SUPPLY, modelo QW-MS3010D, para regular la corriente aplicada y monitorear los amperes

consumidos por el proceso.

2.2.1 Preparación de Electrodos

Los electrodos fueron obtenidos a partir de una placa comercial, las medidas fueron 30cm de largo (alto) y

6 cm de ancho. Posteriormente fueron colocados en una estufa a una temperatura de 70°C durante 15 min y

finalmente fueron pesados.

Figura 1 Reactor electroquímico propuesto Figura 2 Fuente de alimentación utilizada


ISSN: 2448-6191

EAM-P-12 30

2.2.2 Determinación experimental de la cinética de electrocoagulación

Se empleó el reactor previamente construido, se agregaron 20 litros de agua residual y se colocaron en la

posición correcta los electrodos de aluminio y hierro. Por último, se conectaron las placas de hierro y aluminio

en circuito paralelo a la fuente de poder y se accionó la agitación mecánica. Se propuso un diseño experimental

unifactorial aplicando 10, 15 y 20 V, tomando muestras cada 30 minutos durante 180 minutos, a cada muestra se

evaluaron los parámetros de la Tabla I, los cuales permitieron evaluar la cinética del proceso y su rendimiento.

Posteriormente, a los resultados se les aplico una regresión tipo exponencial negativa, para la predicción del

comportamiento de turbidez en el proceso.


3.1 Caracterización del agua residual

Los resultados obtenidos en la caracterización de la muestra de agua residual son reportados en la Tabla II.

La turbidez que presenta esta agua residual se encuentra por encima del límite permisible para agua potable (5

NTU), teniendo el color y turbidez característicos de las aguas residuales urbanas.

Tabla II. Resultados de la caracterización de agua residual al minuto cero

Parámetro Unidad Resultado Límite permisible Oxígeno disuelto mg/L 0.95 >8

pH Unidades de Ph 6.68 5.5-10 Temperatura °C 25.9 40

Turbidez NTU 155 -

3.2 Monitoreo del agua residual tratada.

Se monitoreó el pH observando ligeras alteraciones, cambiando de 6.2 al inicio del proceso, llegando a

7.2 al transcurrir 180 min. Se aplicó un análisis de varianza (ANOVA) tomando en cuenta los valores finales del

proceso con un índice de confiabilidad de 0.05, obteniendo como resultado, un estadístico de prueba mayor

(p=0.344233) demostrando que el voltaje no tiene un efecto significativo en el pH del proceso.


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EAM-P-12 31

También durante el proceso de electrocoagulación se monitoreó la temperatura la cual aumento debido a

la energía eléctrica aplicada, incrementándose 3° C. Estos cambios de acuerdo con el estadístico de prueba

(p=0.6535) no tienen diferencias significativas respecto al factor estudiado. En la medición de oxígeno disuelto

se mantuvo constante durante todo el proceso (0.95 mg/L), el análisis de varianza confirma que el voltaje no

tiene diferencias significativas (P=0.3220).

3.3 Cinética de disminución de turbiedad

Se analizó el comportamiento de turbidez tomando en cuenta la experimentación en tres diferentes

voltajes utilizados, en el cual se observó una remoción teniendo el mayor valor de remoción con un 98.5% en el

experimento a 15 voltios, con un valor final de 2.4 NTU, mientras que con 10V tuvo una remoción de 83.6% con

valor de 25.2 NTU y con 20V se removió 88.7% con 17.4 NTU en el valor final, siendo estos niveles de

remoción consistentes con los presentados por Pinilla en 2018 [7]. En la figura 3 se observa el proceso al inicio y

final del proceso del experimento realizado a 20 voltios en donde la turbidez alcanzó un valor de 20 NTU.

a) b)

Figura 3 Reducción de turbidez en el tratamiento de agua residual a 20 V a) Agua sin tratar (0 min) b) Agua residual tratada (180 min).


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EAM-P-12 32

Se aplicó una regresión no lineal a los datos cinéticos obtenidos logrando modelos con coeficientes de

correlación la cual para 10 V es de 0.95 mayor a la de los demás experimentos donde a 15 V es de 0.94 y a 20 V

es igual a 0.94 como se muestran en la Tabla III, indicando que el tipo de cinética de proceso se ajusta al modelo

exponencial negativo propuesto, en la Figura 4 se representa la tendencia de turbidez obtenida.

Figura 4 Tendencia de Turbidez para las tres pruebas realizadas con diferentes voltajes

Tabla III Modelos matemáticos obtenidos para las regresiones exponenciales negativas

Voltaje (V) Modelo matemático

10 y = 155e-0.008x R² = 0.9571

15 y = 155e-0.011x R² = 0.9429

20 y = 155e-0.011x R² = 0.9429


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EAM-P-12 33

Al aplicar el análisis de varianza (ANOVA) tomando en cuenta los valores finales del proceso con un

índice de confiabilidad de 0.05 se encontró significativas las diferencias en el factor voltaje (p=0.02291), lo cual

indicó que este factor determina el nivel de remoción de turbidez durante en el proceso, esto se relaciona al

comportamiento mostrado en la regresión lineal, donde el voltaje 15 obtuvo el mayor nivel de remoción

alcanzado.

4 CONCLUSIONES

En el presente trabajo se mostró la dependencia de un proceso electrocoagulación de aguas residuales, la

cual es en función del voltaje, determinando el voltaje 15 con una mayor remoción obtenida, logrando modelos

exponenciales negativos como indicadores del comportamiento del proceso. Los resultados obtenidos se

encuentran por debajo de los límites permisibles marcados en la norma oficial mexicana del agua: NOM-002-

SEMARNAT-1996, esto indica que es un proceso idóneo para alcanzar los niveles de tratamiento establecidos.

5 AGRADECIMIENTOS

Los autores externan su agradecimiento a la Universidad Veracruzana Facultad de Ciencias Químicas de

Orizaba, Veracruz y al cuerpo académico “UVER-CA-226” Estudio Integral de Ingeniería Aplicada, por el

financiamiento otorgado para el desarrollo de este proyecto.

6 REFERENCIAS

[1] Morante G., G., Electrocoagulación de aguas residuales. Revista Colombiana de Física, vol. 34(2), pp. 484-

487 (2002).

[2] Acosta Niño, G. E., Coy Barrera, C. A., Bourdón García, A., & Cuervo Lumbaque, E., La

electrocoagulación como un tratamiento eficiente para la remoción de metales pesados presentes en aguas

residuales, Facultad de ciencias básicas, vol. 9(2), pp. 306-317 (2013).


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EAM-P-12 34

[3] Garcés, L. F., & Arango, A., Diseño de una celda de electrocoagulación, Universidad EAFIT, vol. 43(147),

pp. 56-67 (2007).

[4] Manangón, E., de la Torre, E., & Guevara, A., Evaluación de la electrocoagulación para tratamiento de

efluentes generados por una empresa de mantenimiento de motores, Revista Politécnica, vol. 31, pp. 123-129

(2010).

[5] Marmolejo-Santillán, Y., Reyes-Cruz, V. E., Bustos Bustos, E., Callejas-Hernández, J., & Prieto-García, F.,

Depuración por electrocoagulación en un lactosuero: Cinética del proceso, Tecnología Química, pp. 246-260

(2012).

[6] Pilay, L. D., Diseño, construcción y caracterización de un reactor de electrocoagulación de tipo batch,

Escuela Politécnica Nacional, (2018).

[7] Pinilla Galvis, C. N., Vesga Rueda, M. A., & Estupiñán Pinto, R. A., Tratamiento piloto de

electrocoagulación aplicado en aguas residuales derivadas de procesos con lácteos, Revista Matices

Tecnológicos, pp. 6-9 (2017).


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EFECTO DE LA TEMPERATURA Y LA CONVECCIÓN FORZADA SOBRE LA EFICIENCIA DE INHIBICIÓN DE LA CORROSIÓN DEL ACERO API 5L

X120 EN HCL, PRODUCIDA POR 3 TIPOS DE COMPUESTOS DHBIQZ

EE-O-06

D. Mendoza Torres1, Y. Bernal Clemente 1, E. Rodríguez Clemente1*, V.J. González Nava 2, H. Cervantes Cuevas 2, J. Uruchurtu Chavarin3, M. Romero Romo1, M. Palomar Pardavé1*

1Universidad Autónoma Metropolitana Azcapotzalco. Departamento de Materiales, México, D.F. C.P. 02200. 2Universidad Autónoma Metropolitana Azcapotzalco. Departamento de Ciencias Básicas, México, D.F. C.P.

02200 3Universidad Autónoma del Estado de Morelos. CIICAP, Cuernavaca. C.P. 62209, Morelos, México

* Autores para correspondencia: [email protected] y [email protected]

RESUMEN

En este trabajo se estudió, mediante la técnica de espectroscopia de impedancia electroquímica, la eficiencia de

inhibición a la corrosión del acero API 5L X120 en 0.5M HCl, para los inhibidores 1 (dF-DHBIQz), 2 (dF-Br-

DHBIQz) y 3 (2,4diBr2´,6´diFDHBIQz) variando la temperatura (25 y 50 °C) y la velocidad de rotación del

electrodo (0-2000 rpm) para imponer diferentes condiciones de convección forzada. Se encontró que, a 25°C,

para 200 ppm y 0 rpm, la mayor eficiencia de inhibición fue producida por el inhibidor 1 93% y al aumenta la

velocidad de rotación tiene a disminuir y a partir de 300 rpm permanece contante (84.7%) mientras que a 50 °C

la eficiencia de este inhibidor disminuye drásticamente con la velocidad de rotación permaneciendo en 56 % a

partir de 900 rpm. El inhibidor 2 tiene un comportamiento contrario ya que a 25 °C su eficiencia disminuye con

la velocidad de rotación hasta 73 %, a parir del 200 rpm, sin embargo, a 50 °C su eficiencia aumenta

continuamente con la velocidad de rotación llegando a ser del 90 % a 2000 rpm. Por otro lado, el inhibidor 3 a

50 °C presentó una eficiencia mayor al 90% independientemente de la velocidad de rotación, pero a 25 °C su

eficiencia fue pobre alrededor de 40% para todas las velocidades de rotación.

Palabras Clave: Convección forzada, DHBIQz, Temperatura, API 5L X120, HCl.


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EE-O-06 36



1. INTRODUCCIÓN

La corrosión de los metales constituye el despilfarro más grande que incurre en la civilización moderna, en el

sector industrial más del 70% de los materiales son metálicos, y dependiendo de sus propiedades y su uso son

susceptibles al proceso de corrosión [1]. Actualmente la industria petrolera utiliza aceros de bajo carbono micro

aleados con elementos como níquel, titanio, molibdeno entre otros[2], que aumentan su resistencia a la corrosión

debido a la generación de carburos y nitruros; a estos aceros se les conoce como aceros de ultra alta resistencia

[3]. Su aplicación en oleoductos y gasoductos los hacen susceptibles al proceso de corrosión debido a la

generación de ácidos y gases que atacan al metal, durante este proceso el flujo debe ser evaluado, propiedades

como el pH, la temperatura y la concentración de las especies afectan de manera significativa el material y se ve

reflejado en la velocidad de corrosión [4-5] encontraron que las velocidades de rotación tienen dos efectos

opuestos sobre los rendimientos de inhibición. En primer lugar, aumenta el transporte de masa de moléculas

inhibidoras a la superficie de la muestra este proceso es beneficioso para mejorar la eficiencia de inhibición. Por

otro lado, las velocidades de rotación dan como resultado un alto esfuerzo de cizallamiento que eliminará las

capas de inhibidor de la superficie de la muestra. El segundo efecto de la velocidad de rotación es que tiene un

efecto adverso en el rendimiento de inhibición.

La corrosión no es un proceso que se pueda eliminar, pero es posible controlarlo, retardando el proceso

electroquímico con sustancias químicas, los inhibidores de la corrosión orgánicos como las imidazolinas

comúnmente son clasificados como anódicos, catódicos y mixtos [6], dentro de esta clasificación, los inhibidores

anódicos tienden a crear una capa protectora entre el medio y el metal, mientras que los inhibidores catódicos

precipitan sobre áreas catódicas del material para incrementar la impedancia y el límite de difusión de las

especies reducibles a estas áreas, formando una película hidrofóbica o controlando los procesos de evolución de

hidrógeno y reducción de oxígeno [7-8].

Las 5,6-dihidrobenzo [4,5] imidazo [1, 2a] quinazolinas (DHBzImQz), son heterociclos ampliamente estudiados

ya que muestran propiedades farmacológicas variadas como antifúngicos [9], antibacterianos [10] y otras

aplicaciones tales como sondas fluorescentes [11]. Los heterociclos bromoaromáticos en particular son

importantes en la preparación de varios medicamentos, agroquímicos y otras especialidades químicas, por


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EE-O-06 37

ejemplo, varios bencimidazoles bromados muestran eficiencia en electroquímica como inhibidores de la

corrosión en aceros [12]. Para determinar los procesos de corrosión se utilizan diversas técnicas electroquímicas,

entre ellas destaca la Espectroscopia de Impedancia Electroquímica [13-14].


El electrodo de trabajo se preparó utilizando cupones rectangulares de acero para ductos API 5L X120 con la

siguiente composición química (% en peso) 0.027% C,0.244% Si, 1.0%Mn, 0.003%P, 0.005%S, 0.422%Cr,

0.180%Mo, 1.35%Ni, 0.045%Al, 0.024%Nb, 0.015%Ti el resto Fe [2]. El estudio electroquímico se realizó en

una celda convencional de 3 electrodos, tomando como electrodo de trabajo al acero API 5L X120 de 1 cm2 de

área, un electrodo de referencia Ag/AgCl sobresaturado y una barra de grafito como contraelectrodo.

El estudio fue realizado dentro del régimen del flujo laminar (30 – 2000 rpm) con un electrodo de disco rotatorio

EDR- PINE conectado a un potenciostato-galvanostato Zanher Zennium. La técnica electroquímica utilizada fue

Espectroscopia de Impedancia Electroquímica, EIS, en el intervalo con una pequeña señal de perturbación

sinusoidal de ± 10 mV alrededor de Ecorr, dentro del intervalo de frecuencias de 100mHz – 2KHz. La eficiencia

de inhibición se determinó mediante la ecuación (1) [7]:

𝐸𝐸𝐸𝐸 (%) = 1 − 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅°𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅𝑅

∗ 100 1

Donde Rct° y Rct son las resistencias a las trasferencias de carga del sistema, obtenidas mediante EIS, en

ausencia y presencia de inhibidor respectivamente.

Las concentraciones utilizadas fueron las mejores reportadas en el sistema estático, 200 ppm (94%) para el

inhibidor 1 (dF-DHBIQz), 100 ppm (91%) para el inhibidor 2 (dF-Br-DHBIQz) y 150 ppm (93%) para el

inhibidor 3 (diBrdiFDHBIQz), el análisis de los resultados fue por circuito eléctricos equivalentes (CCE) con el

software Zsim. Se aumentó la temperatura de 25 y 50°C para ver el efecto de un medio más agresivo en un

sistema con poca presencia de oxígeno.


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Figura 2.- a) Formulas de los inhibidores y b) CEE utilizados para los ajustes de los diagramas de Nyquist: a) Sin

inhibidor, b) Con inhibidor

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

3.1 EIS a diferentes condiciones de convección Forzada

3.1.1. Temperatura constante de 25 °C.

La figura 1 muestra los diagramas de Nyquist para el sistema sometido a convección forzada y a una

temperatura de 25 °C en 0.5M HCl donde se observa que, para el sistema en ausencia de inhibidor, figura 1 a) la

máxima resistencia a la transferencia de carga es para 50 rpm 418.7 Ω/cm2, con el aumento de la velocidad de

rotación del electrodo, la resistencia disminuye hasta 233.8 Ω/cm2, lo que nos indica que al eliminar la presencia

de oxígeno sobre la superficie del metal el medio ataca con mayor agresividad al material, en el grafico 1b) que

es con 200 ppm del inhibidor 1, se observa que conforme aumenta la velocidad de rotación del electrodo el

diámetro del semicírculo aumenta, reportando que a la velocidad de 30 rpm se tiene una Rct máxima de 1257

N

N

NH

NH

N

H2N

H

O

DMF/ H2OMO

2´,6´diFDHBImQz

o-AmPhBz

H

+

F

F

2,4difluorbenzaldehído

F

F

N

N

NHH

F

F

2Br2´6´diFDHBImQz

Br

N

N

NHH

F

F

Br

Br

2,4diBr2´6´diFDHBImQz

MgBr2 /Oxono/ DFM

MorteroTA

NaBr /O

xono / DFM

Mortero

TA

a)

b)


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Ω/cm2, para la figura 1c) en presencia del inhibidor 2, se tiene una buena resistencia a la transferencia de carga

siendo el máximo en 2000 rpm pero para el inhibidor 3 que se presenta en la figura 1d) se tiene una buena

resistencia ala transferencia de carga siendo de 2200 Ω/cm2 para 200rpm. Todos los sistemas presentan un

comportamiento típico de la resistencia a la transferencia de carga [15].

Figura 1.- Diagramas de Nyquist para el acero API 5L X120 con a) 0 ppm, b) 200 ppm de inhibidor 1, c) 200 ppm de

inhibidor 2 y d) 150 ppm del inhibidor 3 en 0.5M HCl a 25 °C.

De acuerdo a los resultados obtenidos se sometió el sistema a un incremento de temperatura, haciéndolo más

agresivo para observar si los inhibidores resisten temperaturas mayores al ambiente, pues al ser estudiados en

acero para ductos y donde la temperatura por lo regular esta en 50 °C, se decidió trabajar a una temperatura

mayor.

0 50 100 150 200 250 300 350 400 4500

50

100

150

200

250

300

350

400

450 a) 0 rpm 30 rpm 50 rpm 100 rpm 200 rpm 250 rpm 500 rpm 1000 rpm 1500 rpm 2000 rpm Ajuste

Z´´(Ω

/cm2 )

Z´(Ω/cm2)0 500 1000 1500 2000 2500 3000

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

0 rpm 30 rpm 50 rpm 100 rpm 200 rpm 250 rpm 500 rpm 1000 rpm 1500 rpm 2000 rpm Ajuste

Z´´(Ω

/cm2 )

Z´(Ω /cm2)

b)

0 200 400 600 800 1000 1200 14000

200

400

600

800

1000

1200

1400c)

0 rpm 30 rpm 50 rpm 100 rpm 200 rpm 250 rpm 500 rpm 1000 rpm 1500 rpm 2000 rpm ajusteZ´´

(Ω /c

m2 )

Z´(Ω /cm2)

0 500 1000 1500 20000

-500

-1000

-1500

-2000 d) 0 rpm 30rpm 50rpm 100rpm 200rpm 250rpm 500rpm 1000rpm 1500rpm 2000rpm

Z´´ ( Ω

/ cm

2 )

Z (Ω /cm2)


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3.1.2. Temperatura constante de 50 °C.

La figura 2 se presentan los diagramas de Nyquist para el sistema con incremento de temperatura a 50 °C, en

presencia de los 3 inhibidores estudiados, donde en la figura 2 a) se muestran los diagramas para el sistema sin

presencia de inhibidor, donde se observa cómo va disminuyendo desde la velocidad de 30 rpm, siendo el mayor

diámetro de semicírculo de ~ 130 Ω/cm2 , al adicionar el inhibidor 1 que es el diagrama de la figura 2 b), la

máxima resistencia es de 699 Ω/cm2 para 50 rpm, conforme se aumenta la velocidad de rotación la resistencia

disminuye considerablemente hasta ~126.46.Ω/cm2, para la figura 2 c) que son los diagramas en presencia del

inhibidor 2, se observa que al incrementar la temperatura a 50 °C el inhibidor muestra un incremento en la

resistencia conforme se aumenta la velocidad de rotación del electrodo, mostrando que a 500 rpm la resistencia

máxima fue de 625 Ω/cm2, conforme se aumentó la velocidad de rotación del electrodo, la resistencia disminuyo

hasta 488 Ω/cm2 para la velocidad de 2000 rpm, para los diagramas de la figura 2 d) que es en presencia del

inhibidor 3 se tiene un mayor incremento de la Rct en comparación con los otros dos inhibidores, mostrando que

para esta temperatura la eficiencia de inhibición del inhibidor 3 es muy buena aun por arriba de la temperatura de

25 °C.

La figura 3 muestra la variación en las eficiencias de inhibición para los 3 inhibidores, al incrementar la

velocidad de rotación, para la temperatura de 25°C, para la figura 3 a), la máxima eficiencia de inhibición fue a

2000 rpm con 84.3% , al aumentar a 50 °C, la máxima eficiencia de inhibición es a 100 rpm con 82.9%, para

velocidades mayores, la eficiencia de inhibición baja, mostrando que, la combinación de las variables

temperatura y velocidad de rotación afectan la eficiencia de los inhibidores y retarda la recuperación de la capa

adherida sobre la superficie del acero.

La eficiencia de inhibición en función de la velocidad de rotación, nos indica que con forme se incrementa la

temperatura del medio, esto debido a que con el electrodo de disco rotatorio ayuda a mantener un patrón de flujo

muy bien definido, la eficiencia del inhibidor 3 que se muestra en la figura 3 c), va incrementando, estos datos

resultan tan favorecedores ya que para la industria del petróleo en los ductos se manejan condiciones no estáticas

con temperaturas mayores 25 °C [16].


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Figura 2.- Diagramas de Nyquist para el acero API 5l X120 con a) 0 ppm, b) 200 ppm de inhibidor 1, c) 200 ppm de

inhibidor 2 y d) 150 ppm del inhibidor 3 en 0.5M HCl a 50 °C.

4. CONCLUSIONES

Los 3 inhibidores obtuvieron eficiencias optimas, el inhibidor 1 presento la mejor eficiencia con 84.37% en la

concentración de 200 ppm a la velocidad de 2000 rpm a 25 °C, el inhibidor 2 a la concentración de 100 ppm, a

50 °C tiene una recuperación en la eficiencia conforme se aumenta la velocidad de rotación obteniendo 90.3% a

2000 rpm, el inhibidor 3 tiene eficiencias optimas (>90%) en todas las velocidades de rotación a 50 °C a la

concentración de 150 ppm. El inhibidor 2 y 3 al ser bromados demostraron ser muy eficientes al ser sometidos a

50°C y a altas velocidades de rotación dentro del régimen laminar

0 500 1000 1500 2000 25000

-500

-1000

-1500

-2000

-2500d)

Z (Ω /cm2)

Z´´ (

Ω /

cm2 )

0rpm 30rpm 50rpm 100rpm 200rpm 250rpm 500rpm 1000rpm 1500rpm 2000rpm

0 100 200 300 400 500 600 700 8000

100

200

300

400

500

600

700

800 0rpm 30rpm 50rpm 100rpm 200rpm 250rpm 500rpm 1000rpm 1500rpm 2000rpm ajuste

Z´´(Ω

/cm2 )

Z´(Ω /cm2)

b)

0 20 40 60 80 100 120 140 1600

20

40

60

80

100

120

140

160 a) 0rpm 30rpm 50rpm 100rpm 200rpm 250rpm 500rpm 1000rpm 1500rpm 2000rpm ajuste

Z´´(Ω

/cm

2 )

Z´(Ω /cm2)

0 100 200 300 400 500 600 7000

100

200

300

400

500

600

700c) 0ppm

30ppm 50ppm 100ppm 200ppm 250ppm 500ppm 1000ppm 1500ppm 2000ppm ajuste

Z´´(Ω

/cm

2 )

Z´(Ω /cm2)


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.

Figura 3.- Grafica de la EI vs Vel. de rotación para el acero API 5L X120 con a) inhibidor 1: 200 ppm, b) inhibidor 2: 200

ppm, c) inhibidor 3: 150 ppm en 0.5M HCl a 25 °C y 50 °C.

0 300 600 900 1200 1500 1800 21000

20

40

60

80

100

EI (%

)

Vrot (rpm)

25°C 50°C

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 220065

70

75

80

85

90

95

100 25°C50°C

EI (%

)

Vrot (rpm)0 300 600 900 1200 1500 1800 2100

55

60

65

70

75

80

85

90

95 25°C 50°C

EI (

% )

Vrot (rpm)

a) b)

c)


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5. REFERENCIAS

[1] J. Ávila, J. Genescá, y C. E, Más allá de la herrumbre. (2002) México: Fondo de Cultura

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ISSN: 2448-6191

EE-O-06 44

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EE-O-06 45

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MODELADO DE ESPECTROS DE IMPEDANCIA ELECTROQUÍMICA POR EL MÉTODO DEL ELEMENTO FINITO: RELACIONES TIEMPO-

FRECUENCIA

EE-O-08

R. Mayén-Mondragon,* R. Montoya-López, J. Genescá-Llongueras Polo Universitario de Tecnología Avanzada

Facultad de Química, Universidad Nacional Autónoma de México. Vía de la Innovación No. 410, Autopista Monterrey-Aeropuerto Km. 10, PIIT

66629 Apodaca, Nuevo León. * Autores para correspondencia: [email protected]

RESUMEN

En el presente trabajo se desarrolló un modelo computacional unidimensional por el método del elemento finito,

utilizando el programa FlexPDE v. 6.23, para simular la respuesta de impedancia electroquímica de dos

reacciones genéricas (oxidación y reducción) de especies solubles ocurriendo de manera simultánea en un ánodo

y un cátodo, respectivamente. La cinética de reacción en una sola etapa se representó por medio de la ecuación

de Butler-Volmer. Para el transporte de masa se consideró únicamente la componente difusiva. Se compararon

las respuestas de impedancia de cada electrodo variando la constante estándar de velocidad de reacción, la

capacidad de la doble capa eléctrica junto a cada electrodo y el coeficiente de difusión de las especies. El modelo

tiene el objetivo de facilitar el traslado de un sistema reaccionante desde el dominio del tiempo hasta el dominio

de la frecuencia, clarificando preguntas que pudieran surgir respecto a cómo se compara la dirección del

movimiento de especies, el signo del potencial y de la corriente, con parámetros como amplitud y fase de la

señal alterna, que son los manejados en el dominio de la frecuencia.

Palabras Clave: espectroscopia de impedancia electroquímica, modelado computacional, método del elemento

finito.


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1. INTRODUCCIÓN

La Espectroscopia de Impedancia Electroquímica es una técnica ampliamente utilizada para el estudio de

sistemas electroquímicos, gracias a la capacidad que tiene de resolución de los mecanismos individuales que

participan en el proceso de reacción (adsorción, transferencia de carga en la interfase, transporte de masa por

difusión, etc) [1]. En la práctica, el espectro de impedancia obtenido de un sistema electroquímico particular se

ajusta al de un “circuito equivalente” cuya combinación de elementos eléctricos se elige de forma que pueda

representar lo más cercanamente posible la respuesta del sistema electroquímico en cuestión. De los valores de

resistencia, capacidad, etc, obtenidos tras el ajuste se derivan parámetros físicos de relevancia tales como la

constante estándar de velocidad de reacción, la capacidad de la doble capa eléctrica, el coeficiente de difusión de

las especies, etc. La combinación de elementos eléctricos en el circuito equivalente se puede aproximar

observando la morfología del espectro de impedancia y asociándola a los mecanismos más relevantes que se

espera participen en la reacción. Para adquirir mayor experiencia en esta dirección y reducir el tiempo de

aprendizaje, se pueden desarrollar modelos computacionales sencillos de sistemas electroquímicos reaccionantes

en el dominio de la frecuencia. Una confusión, sin embargo, que suele surgir al introducirse en el campo del

modelado computacional de la impedancia electroquímica es la relación entre el signo de la corriente, el signo

del potencial, la dirección de flujo de especies (típicos para el estudio de sistemas en el dominio del tiempo) con

parámetros tales como la amplitud y la fase de las señales alternas de voltaje, corriente y flux de masa (que se

manejan en el dominio de la frecuencia). Además de una comprensión profunda de dichos conceptos, las

probabilidades de obtener un modelo de impedancia exitoso dependerán del trabajo con ecuaciones diferenciales

complejas y una modificación apropiada de la ecuación de Butler-Volmer. El presente trabajo reporta algunos de

los avances que se han tenido en esta dirección mediante el desarrollo de un modelo computacional

unidimensional utilizando el programa FlexPDE v. 6.23 [2] (método del elemento finito), para simular la

respuesta de impedancia electroquímica de dos reacciones genéricas (oxidación y reducción) de especies

solubles ocurriendo en un ánodo y un cátodo, respectivamente. Se discuten los conceptos relevantes asociados al

modelo y los resultados se validan comparando con los obtenidos por medio de un software comercial (Comsol

Multiphysics).


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El modelo computacional unidimensional se desarrolló con el programa FlexPDE v. 6.23. Se resolvió un

sistema de cuatro ecuaciones diferenciales, esto es, la ecuación de difusión compleja (Ecuación 1) para cada

especie involucrada:

( ) 0=∇−⋅∇+ kkk CDCiω …………………………………….(1)

donde i es la unidad imaginaria, ω es la frecuencia angular del voltaje sinusoidal de perturbación, Dk es el

coeficiente de difusión de la especie k y Ck es la concentración compleja de la especie k. Como condición de

frontera en la superficie de los electrodos se utilizó:

nFJCD kk =∇− (2)

donde n es el número de electrones transferidos, F es la constante de Faraday y J es la densidad compleja

de corriente para la reacción heterogénea en cuestión (Ecuación 3).

[ ] ( ) [ ]

−+−

−

+=RT

FCCRT

FnCCnFkJ cOO

cRR

OαOα expexp *0,

*0,

0 (3)


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donde k0 es la constante estándar de velocidad de reacción, αc es el coeficiente de transferencia de carga

catódico, η es el sobrepotencial complejo aplicado, CR,0 y CO,0 son la concentración compleja de la especie

oxidada y reducida (respectivamente) en la superficie del electrodo, y C*k es la concentración de especies en el

seno de la solución.

El modelo se resolvió utilizando valores arbitrarios de Dk, αc y k0, lo cual fue suficiente para fines de

comparación cualitativa.


La Figura 1 presenta el típico gráfico de Nyquist obtenido para la reacción electroquímica modelada

utilizando los valores de C*k = 1 mol/m3, Dk = 1E-10 m2/s, αc = 0.5, k0 = 1E-5 m/s, Cdl = 0.2 F/m2 (capacidad de

la doble capa eléctrica), n = 1 (número de electrones transferidos), T = 298.15 K (temperatura), y una distancia

entre electrodos de 6E-4 m (cavidad micrométrica). Se aplicó una perturbación de potencial con amplitud de 5E-

3 V barriendo su frecuencia desde 1E-2 Hz hasta 10,000 Hz. Se observa una larga cola de difusión a bajas

frecuencias, mientras que a frecuencias intermedias y altas se observa el semicírculo capacitivo indicativo de la

reacción de transferencia de carga en la superficie del electrodo y la corriente no-faradáica generada por la

carga/descarga de la doble capa eléctrica. La Figura 2 presenta el gráfico de Bode correspondiente a la Figura 1.

La fase de la impedancia (Figura 2b) es cercana a -45º a bajas frecuencias, como es de esperarse para la región

del espectro controlada por transporte de masa. A altas frecuencias, la fase se desplaza hacia -90º acorde con el

defasamiento promovido por el condensador que es la doble capa eléctrica. La Figura 3a presenta el perfil

temporal de potencial recuperado de la señal compleja para una frecuencia de 0.01 Hz. El voltaje es la señal de

perturbación del sistema electroquímico y tiene una forma cosenoidal pura. La señal de impedancia a dicha

frecuencia tiene un defasamiento de aproximadamente -40º, indicando un retraso de la corriente respecto al

voltaje, como puede observarse en la Figura 3b.


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Figura 1. Gráfico de Nyquist de la reacción electroquímica modelada con valores de C*k = 1 mol/m3, Dk = 1E-10 m2/s, αc =

0.5, k0 = 1E-5 m/s, Cdl = 0.2 F/, n = 1, T = 298.15 K, distancia entre electrodos = 6E-4 m (cavidad micrométrica).

Figura 2. Gráfico de Bode de la reacción electroquímica modelada con valores de C*k = 1 mol/m3, Dk = 1E-10 m2/s, αc =

0.5, k0 = 1E-5 m/s, Cdl = 0.2 F/, n = 1, T = 298.15 K, distancia entre electrodos = 6E-4 m (cavidad micrométrica). a) magnitud de la impedancia, b) fase de la impedancia

0.00 0.04 0.08 0.12

0.00

0.04

0.08

0.12

Z Im

ZRe


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Figura 3. a) perfil temporal recuperado de la señal compleja para una frecuencia de 0.01 Hz. a) voltaje, b) corriente.

La Figura 4 muestra las componentes real (Figura 4a) e imaginaria (Figura 4b) de la concentración

compleja de las especies reaccionantes a través del electrolito, para una frecuencia de 0.01 Hz. En la superficie

del electrodo (x = 0) la componente real es mucho mayor a la imaginaria, dominando el comportamiento. La

amplitud de las oscilaciones disminuye hacia el seno del electrolito. La componente real negativa dominante

para el reactivo A indica que el desfasamiento que tiene la concentración compleja respecto al voltaje complejo

debe ser cercano a 180º, con lo cual la especie se consume durante el medio ciclo en el cual la onda de voltaje es

positiva. Esto va de acuerdo con la reacción de oxidación propuesta (Ecuación 4), considerando corrientes

positivas para la oxidación y negativas para la reducción.


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Figura 4. Componentes a) real y b) imaginaria de la concentración compleja para las especies reactantes A y B, a una frecuencia de 0.01 Hz. Gráfico obtenido con valores de C*

k = 1 mol/m3, Dk = 1E-10 m2/s, αc = 0.5, k0 = 1E-5 m/s, Cdl = 0.2 F/, n = 1, T = 298.15 K, distancia entre electrodos = 6E-4 m (cavidad micrométrica).

−+→ eBA (4)

4. CONCLUSIONES

La técnica de espectroscopia de impedancia electroquímica es de gran utilidad para el análisis de

mecanismos de reacción y determinación de paso limitante en sistemas electroquímicos. Es una técnica muy

socorrida pero, desafortunadamente, muchas veces poco entendida. Una forma ágil de profundizar en el

aprendizaje de ésta es mediante el modelado computacional de las respuestas de impedancia de sistemas

sencillos. Hoy en día existen gran cantidad de herramientas disponibles para ello. Sin embargo, es muy

importante tener bien claros los conceptos de amplitud y fase de las señales complejas relacionadas. De otra

forma, será muy difícil interpretar los resultados de los modelos y, más aún, poder determinar si un modelo

desarrollado está arrojando resultados confiables.


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5. AGRADECIMIENTOS

Los autores agradecen a la Dirección General de Asuntos del Personal Académico (DGAPA) y a la

Facultad de Química, de la Universidad Nacional Autónoma de México, por el apoyo financiero otorgado para el

desarrollo de esta investigación a través de los proyectos PAPIIT IA105218, PAIP 5000-9150 y PAIP 5000-

9087.

6. REFERENCIAS

[1] A. Lasia, Electrochemical Impedance Spectroscopy and its Applications, pp. 1- 3, Springer, N.Y. (2014).

[2] FlexPDE, PDE Solutions, http://www.pdesolutions.com


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ANÁLISIS ESTRUCTURAL, DE DUREZA Y TRIBOLÓGICO DE TITANIO GRADO 2 ANODIZADO, UTILIZANDO HCL Y ETILENGLICOL COMO

SOLUCIÓN ELECTROLÍTICA

EMS-O-16

S. Hernández Montiel1*, L. García Gonzalez1, D. J. Araujo Perez2, J. Hernández Torres1, L. Zamora Peredo1, A. Maytorena Sánchez1. J. Morales Hernández3.

1Centro de Investigación en Micro y Nanotecnología. 2Facultad de Ciencias Químicas, Universidad Veracruzana.

3Centro de Investigación y Desarrollo Tecnológico en Electroquímica, S.C. * Autores para correspondencia: [email protected]

RESUMEN

El desarrollo de nuevos materiales utilizando técnicas de síntesis tanto físicas como químicas, es una práctica

que hasta hoy en día permanece vigente. Una de las técnicas que ha demostrado sintetizar materiales con

destacables propiedades, es la oxidación anódica o anodización electroquímica, la cual permite oxidar la

superficie de un metal generando una capa protectora, y que, debido al proceso electroquímico involucrado, es

una de las más efectivas en la obtención de nanoestructuras. Con la aplicación de dicha técnica en este trabajo se

llevó a cabo el anodizado de láminas de titanio comercialmente puro (Grado 2), con el objetivo de oxidar la

superficie y obtener una capa de TiO2 nanoestructurada que proporcione una mejora a la dureza y al desgaste.

Para lo anterior se utilizó como electrolito HCl por su alta capacidad para disociarse, además de presentar un

escaso uso y estudio en esta técnica. Los parámetros empleados para producir las muestras a examinar fueron

una mezcla de 3.5 M de HCl con diferentes porcentajes de Etilenglicol, y una variación en el tiempo del proceso.

El análisis morfológico se llevó a cabo mediante la técnica de Microscopía Electrónica de Barrido de Emisión de

Campo (FE-SEM) donde fue posible observar, la presencia de nanoestructuras en forma de barras y tubos,

aunado a esto, se pudo corroborar una mayor densidad de nanoestructuras en las muestras con tiempos

prolongados. Por otra parte, con la técnica de Espectroscopía Raman, se identificó la fase anatasa y rutilo de

TiO2 con cambios en la señal Raman debido a las variaciones en las condiciones en el proceso.


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Se evaluó la dureza de las muestras mediante la técnica de Microdureza Vickers, encontrando valores de

hasta 400 HV con una carga de 0.05 Kgf en las láminas anodizadas. Por último, se realizó un estudio tribológico

de la capa anodizada electroquímicamente mediante la técnica “Pin on Disc”; bajo una carga de 10 N y

utilizando un balín de Al2O3, se encontró que el material anodizado presenta un menor coeficiente de fricción en

comparación con el comportamiento del titanio.

Palabras Clave: Anodización electroquímica, HCl, titanio Grado 2, TiO2.

1. INTRODUCCIÓN

En el área de la investigación y en el ámbito industrial, día con día se indaga sobre la elaboración y

aplicación de nuevos materiales que brinden una mejor experiencia de desempeño para el usuario, siendo la

resistencia y durabilidad como las principales propiedades a considerar para la mejor elección [1]. En la

actualidad existe una técnica que permite conseguir materiales con características totalmente diferentes a las del

material utilizado como substrato, la cual es conocida como anodización electroquímica. El proceso de

anodización consiste en sumergir en un electrolito ácido o básico, un metal que fungirá como el ánodo o

electrodo de trabajo y de manera simultánea un cátodo o contraelectrodo no reactivo, posteriormente se hace

pasar un voltaje entre los electrodos ionizando de manera positiva el ánodo atrayendo entonces los iones OH-, O-

y los iones negativos disociados en el electrolito, de esta manera se oxida la superficie y se crea una capa

protectora sobre el metal. La siguiente etapa se ve intervenida por los iones H+ de la solución, donde la capa

previamente oxidada es afectada debido a un proceso de disolución, en el que de manera general da inicio a la

formación de poros sobre la superficie del metal provocando la aparición de nanoestructuras [2]. Para este

trabajo en particular la técnica de anodizado se aplicó al titanio Grado 2 utilizando como electrolitos ácido

clorhídrico y Etilenglicol, en conjunto con agua para llevar a cabo la oxidación del metal. El uso de cloro en

comparación con otras soluciones, como por ejemplo las que son a base de flúor, presenta un bajo costo en el

mercado y aún más importante un menor efecto contaminante debido a la estabilidad química de los compuestos


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EMS-O-16 55

residuales que se pueden generar, no obstante, neutralizar los componentes a base de cloro es relativamente

simple y no requiere de procesos complejos o de costos elevados [3], [4]. El escaso uso del HCl y el Etilenglicol

para el anodizado de titanio [5]–[8], fue el motivo principal para realizar un estudio a la morfología y al

comportamiento mecánico, por lo que a continuación se muestra la estructura de la capa de TiO2 obtenida

mediante este método electroquímico y la respuesta al ser sometida a las pruebas de Microdureza Vickers y

Microtribología.


2.1 Proceso de anodización

2.1.1 Preparación de las láminas de titanio

Inicialmente se cortaron láminas de titanio Grado 2 con dimensiones de aproximadamente 1 cm de largo

por 2 cm de ancho, ya contando con 1.5 mm de alto. Posteriormente, se llevó a cabo un pulido con lijas de

carburo de silicio, utilizando números de grano 100, 1000, 1500 y 2000 eliminando la capa de óxido natural y

revelando la estructura del titanio. Se continuo con una limpieza de baño ultrasónico utilizando acetona, etanol y

agua desionizada durante 15 minutos para cada solvente [5], al final las láminas fueron secadas utilizando aire

caliente.

2.1.2 Preparación del electrolito

Utilizando ácido clorhídrico al 36.5% se consideraron 3.5 M de concentración para cada solución [6],

añadiendo Etilenglicol con diferentes variaciones en el porcentaje (60%, 70% y 80%), y agregando la cantidad

de agua destilada restante para completar el 100%. Se preparó para cada anodización un total de 60 ml de

solución; todas las substancias pertenecían a la marca Golden Bell Reactivos.


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2.1.3 Generación de la celda electroquímica

En un recipiente no reactivo a base de acrílico se depositaron las soluciones al 3.5 M de HCl, luego

mediante una fuente de poder de la marca AGILENT modelo E3631A, se conectó el titanio a la parte positiva

(electrodo de trabajo) y una barra de grafito a la parte negativa (electro auxiliar o contraelectrodo)

sumergiéndolos parcialmente en el electrolito con la finalidad de generar la celda. Aplicando un voltaje de 15 V,

se llevó a cabo el proceso de anodizado durante 15 minutos para cada una de las soluciones con diferentes

porcentajes de Etilenglicol. Con la solución al 60% de Etilenglicol, se realizaron anodizaciones a diferentes

tiempos (10, 20, 30 y 40 min), siendo que para este porcentaje se obtuvieron las nanoestructuras más definidas

en la superficie. Prologar el tiempo tenía como objetivo generar una mayor presencia de nanoestructuras en la

capa de TiO2,y como ya ha sido reportado en el trabajo de Kiseok Oh [7], los nanotubos obtenidos por NH4F

demostraron poseer una dureza de hasta 3 veces más que la de titanio, por lo que para esta investigación en

particular se esperaría un comportamiento similar no solo en función de la capa de óxido obtenida sino también

a la presencia de nanoestructuras.

2.2 Caracterización de las muestras

2.2.1 Análisis de la morfología mediante FE-SEM

Variación de Etilenglicol

Variación de tiempo

3.5 M de HCl 15 min 15 V

FP-A 60% EG

FP-B 70% EG

FP-C 80% EG

3.5 M de HCl 60 % EG

15 V

FP-1 10 min

FP-2 20 min

FP-3 30 min

FP-4 40 min


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Utilizando la técnica de Microscopía Electrónica de Barrido de Emisión de Campo, se llevó a cabo el

análisis de las muestras anodizadas. Utilizando el equipo JEOL JSM-7600F, se identificó la topografía de la

muestra con ayuda del detector SEI (electrones secundarios) y con un voltaje de 5 KV.

2.2.2 Análisis por Espectroscopía Raman

El equipo empleado para este análisis fue un microscopio de dispersión Raman DXR equipada con un

láser de 532 nm de longitud de onda; el software equipado como interfaz para la visualización y extracción de

los espectros obtenidos es el Omnic™. Previo al estudio las muestras fueron sometidas a un recocido de 450 °C

por dos horas con la finalidad de dar una mayor cristalinidad al material.

2.2.3 Microdureza Vickers

El ensayo de Microdureza Vickers se realizó a todas las láminas anodizadas utilizando una carga de 0.05

Kgf.; se utilizó este valor de carga en referencia a lo reportado en otros trabajos que se han realizado para

láminas de titanio [8], [9]. La ecuación que permite calcular el valor de la dureza Vickers se describe a

continuación [10]:

Donde:

𝐻𝐻𝐻𝐻 = Valor de dureza Vickers del material

𝑃𝑃 = Carga aplicada

𝑑𝑑𝑣𝑣 = Longitud promedio de las dos diagonales

𝐻𝐻𝐻𝐻 =(1854.4)(𝑃𝑃)

𝑑𝑑𝑣𝑣2 (1)


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El ensayo se realizó un total de 3 veces por carga considerando diferentes zonas de la superficie

anodizada, al final los valores obtenidos fueron promediados. El equipo utilizado para esta prueba fue un

Microdurómetro Vickers marca Mitutoyo, modelo HM-124 con punta de diamante.

2.2.4 Estudio Tribológico

Esta prueba se realizó inicialmente para las láminas de titanio pulidas y sin pulir, con la finalidad de

demostrar el cambio entre los valores de desgaste y coeficiente de fricción en comparación con las muestras

anodizadas. Las láminas pulidas y sin pulir se lavaron antes de la prueba con etanol, y las anodizadas se

colocaron directamente en el porta muestras. El equipo utilizado para este estudio fue un Tribómetro CSM y el

software Instrum X – Tribometer module/Version 4.4.Q. Los parámetros a los que se sometieron todas las

láminas se ajustaron de acuerdo a los que presenta Aniolek en su trabajo con el uso de balines de Al2O3 [11], ya

que para este trabajo en particular, se redujo el tamaño del diámetro a 8 mm. De acuerdo con lo anterior, se

utilizó:

• Carga de trabajo = 10 N

• Velocidad lineal = 10 cm/s

• No. de vueltas = 13,263 vueltas

• Humedad = 40 ± 10 %

• Temperatura = 26 ± 5 °C

Terminado el estudio, las láminas y los balines se lavaron con etanol hasta eliminar por completo la

presencia del material desgastado sobre la superficie.


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EMS-O-16 59


El comportamiento de la corriente eléctrica durante el proceso de anodización fue el típico de acuerdo con

la lógica de crecimiento. En la Figura 1 se observa como en el trascurso del tiempo el paso de la corriente

disminuía acercándose a 0, esto se debe a la formación de la capa de óxido sobre la superficie del titanio, el TiO2

se caracteriza por ser un material semiconductor, impidiendo entonces el flujo de la corriente.

Figura 1. Corriente eléctrica contra tiempo de anodización

Anteriores estudios han demostrado que los mecanismos de reacción para anodización mediante HCl [12]

son los siguientes:

a) Oxidación de titanio debido a los iones OH-

:

Ti + H2O Ti(OH) + H+ + e-

Ti(OH) + H2O Ti(OH)2 + H+ + e-

Ti(OH)2 + H+ + Cl- [Ti(OH)Cl]+ + H2O + e-

[Ti(OH)Cl]+ + 2OH- TiO2 + H2O + HCl

b) Crecimiento de poros por la disolución

química en la superficie oxidada:

TiO2 + H+ + Cl- TiO(OH)Cl

TiO(OH)Cl + 3H+ + Cl- TiCl+22 + 2H2O

TiCl+22 + 4Cl- TiCl−2

6

Color característico de las muestras anodizadas a 15 V


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EMS-O-16 60

3.1 Morfología por FE-SEM

Para las muestras anodizadas en las que se realizó una variación en el porcentaje de Etilenglicol, se

encontró la presencia parcial de nanoestructuras en forma de barras sobre la capa de TiO2 (Figura 2).

Figura 2. Morfología de las muestras anodizadas variando el porcentaje de Etilenglicol a) 60%, b) 70% y c) 80%.

Se observa que en la Figura 2 a) se presentaron nanoestructuras en forma de barras bien definidas y en una

mayor proporción, sin embargo, es importante mencionar que solo se encontraron en zonas escasas de la capa de

a)

c)

b)


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EMS-O-16 61

óxido. Para las muestras a 70% y 80%, se podían encontrar nanoestructuras por más áreas de la superficie

anodizada, pero con la desventaja de no contar con estructuras específicas. Con la finalidad de obtener un

aumento de nanoestructuras sobre la superficie anodizada, se optó por utilizar las condiciones de la muestra a

60% de Etilenglicol, pero esta vez con una variación en el tiempo del proceso, desde 10 hasta 40 min.

Figura 3. Morfología de las muestras anodizadas variando el tiempo del proceso a) 10 min, b) 20 min, c) 30 min, d) 40 min.

a) b)

d) c)


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Con el anodizado a 40 min (FP-4) se observó la presencia de nanotubos más definidos y un aumento en la

densidad de nanoestructuras en la superficie. Es posible afirmar que el tiempo fue reciproco al crecimiento de

nanoestructuras obtenidas, pero no lo bastante significativo para cubrir en su totalidad el área de la lámina de

titanio anodizada.

3.2 Espectroscopía Raman

Para llevar a cabo el análisis de las fases presentes en las láminas anodizadas, fue necesario llevar a cabo

un recocido de 450 °C durante 2 horas. La muestra FP-A se sometió al recocido esperando mejorar la

cristalinidad de su estructura ya que como se presenta a continuación los espectros obtenidos no presentaron

picos tan definidos:

Figura 4. Espectro Raman para muestra FP-A a diferentes tiempos de recocido

200 400 600 800 1000 1200

144 197 399 519 639 796

143 235 300 447 612 826

Inte

nsid

ad (u

.a.)

Corrimiento Raman (cm-1)

Anatasa Rutilo FP-A 450°C/10 hrs. FP-A 450°C/6 hrs. FP-A 450°C/4 hrs. FP-A 450°C/2hrs. FP-A Amorfo


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EMS-O-16 63

Utilizando los modos vibracionales reportados en los trabajos de Porto [13] y Balachandran [14] para el

TiO2, se identificaron sobre los espectros las fases anatasa y rutilo. Como se muestra en la figura 4, a pesar de

haber incluido más tiempo de recocido sobre la muestra FP-A, la variación en los espectros obtenidos no

presento un cambio significativo, por lo que se concluyó que a esa temperatura de recocido la estructura del

material anodizado no presentaba completamente una estructura cristalina. Utilizar una temperatura de 450 °C

para realizar el recocido tenía como finalidad observar el comportamiento mecánico del TiO2 obtenido por el

anodizado sin afectar las propiedades intrínsecas de dicho material, de haber elevado la temperatura hasta los

500 °C, se corría el riesgo de obtener rutilo [15], [16] y por consiguiente afectar de manera intima las

características del material fabricado.

Debido al comportamiento que presento la muestra FP-A, para el resto de las muestras solo fue necesario

llevarlas a un recocido de 450 °C por 2 horas, donde se pudo observar que los espectros eran muy similares entre

sí (Figura 5).

200 400 600 800 1000 1200

144 197 399 519 639 796

143 235 300 447 612 826

Inte

nsid

ad (u

.a.)

Corrimiento Raman (cm-1)

Anatasa Rutilo FP-A FP-B FP-C FP-1 FP-2 FP-3 FP-4


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Figura 5. Espectros Raman de las muestras anodizadas y posteriormente tratadas a 450 °C/2 hrs.

3.3 Resultados de Microdureza Vickers

Los valores de dureza de las muestras anodizadas revelaron ser superiores a los de las láminas de titanio

sin anodizar. Se consideró evaluar la dureza de las láminas de titanio pulidas y con la capa de óxido formada de

manera natural. La Tabla I muestra cómo se comporta la dureza de las láminas ante una carga de 0.05 Kgf:

Tabla I. Valores de dureza obtenidos a una carga de 0.05 Kgf.

Muestra Titanio pulido

Titanio óxido natural

Variación de EG Variación de tiempo

FP-A FP-B FP-C FP-1 FP-2 FP-3 FP-4

Dureza

HV 242.1 255.5 281.83 363.4 303.5 271.2 303.17 314.5 404.5

El tamaño de las huellas disminuía por consecuencia de la capa de TiO2 obtenida en cada muestra. En

inicio el aumento de la concentración de Etilenglicol demostró incrementar los valores de dureza de las capas

obtenidas, pero para el caso de la muestra FP-C el valor comenzó a decrecer, la razón de tal comportamiento se

debió a la escases de agua en la reacción ya que por la falta de iones OH- en la solución se disminuye el tamaño

de la capa de óxido sobre la superficie [17]. Para las muestras anodizadas con variación en el tiempo, se pudo

notar un incremento del valor en forma recíproca, es decir, mayor tiempo en el proceso de anodizado dio como

resultado un aumento del 60% aproximadamente en la dureza del material anodizado. Prolongar el tiempo del

proceso de anodizado permitió un aumento del crecimiento de TiO2 sobre la superficie de titanio, dando como

resultado una capa protectora con mayor volumen y por lo tanto mayor una resistencia. La presencia de una

mayor cantidad de nanoestructuras sobre la superficie oxidada de titanio, de igual manera contribuyo

positivamente a mejorar la conducta de este parámetro.


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EMS-O-16 65

3.4 Tribología

Las pruebas de tribología establecieron que los coeficientes de fricción de las muestras anodizadas se

presentaban ligeramente por debajo, y en algunos casos, con un valor igual al que posee generalmente una

lámina de titanio pulido con esas condiciones en el presente trabajo (0.6 ± 0.03), y cercano a 0.6 en los trabajos

reportados por Aniolek [8], [9], [11]. Las siguientes imágenes muestran la huella causada por el balín de

alúmina:

Figura 6. Desgaste de a) titanio pulido, b) titanio oxidado, c) muestra FP-2 y d) muestra FP-3

Aparentemente la prueba realizada no demostró valores de coeficiente de fricción satisfactorios para todas

las muestras anodizadas, por lo que en la Figura 6 solo se muestra el desgaste típico que presentaban las láminas

una vez finalizado el ensayo de tribología.

4 CONCLUSIONES

Prologar el tiempo en el proceso de anodizado permitió un mayor crecimiento de la capa de óxido y un

aumento significativo en la densidad de nanoestructuras, situación que dio como resultado un alto valor de

dureza para la muestra FP-4. Para el caso de la variación de Etilenglicol, la muestra FP-C decayó en el valor de

dureza con respecto a las FP-A y FP-B, esto se le puede atribuir a la disminución de la cantidad de agua en el

electrolito, la falta de iones OH- en la solución redujo el crecimiento de la capa de TiO2 sobre la superficie del

titanio.

a) b) c) d)


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El estudio por Espectroscopía Raman revelo que la superficie del material anodizado presenta una fase

amorfa no identificable. Para las muestras anodizadas y posteriormente tratadas térmicamente, se observó una

baja cristalinidad en su estructura al aplicar como temperatura limite 450 °C, sin embargo, es posible notar la

presencia de los picos referentes a la anatasa y al rutilo para la totalidad de las muestras. Para la prueba de

tribología se concluyó que el ajuste realizado no fue el adecuado ya que, debido a la reducción del diámetro de

trabajo, los demás factores pudieron influir de manera negativa sobre las muestras y provocaron una

inestabilidad en las mediciones, y por consiguiente arrojaron lecturas incongruentes de los coeficientes de

fricción. Reajustar las condiciones de operación dará como resultado un análisis más preciso del coeficiente de

fricción.

5 AGRADECIMIENTOS

Los autores externan su agradecimiento al CONACYT con el número de beca 702138, por el apoyo

financiero otorgado para el desarrollo de esta investigación.

6 REFERENCIAS

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step thermal oxidation,” J. Mater. Sci., vol. 46, no. 9, pp. 2998–3005, 2011.

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Fe de errores (EMS-P-26 Errata) a

“ELECTROCATALYTIC ACTIVITY OF Ni NANOMATERIAL SYNTHESIZED IN BICONTINUOUS MICROEMULSION FOR METHANOL ELECTRO

OXIDATION,

EMS-P-26,

E. T. Adesuji, K. B. Bernabe, M Sanchez-Dominguez, M Videa”,

Memorias del 34° Congreso Nacional de la Sociedad Mexicana de Electroquímica, 2019 Querétaro, México, 2 al 6 de junio, 2019.

Revista Electrónica Vol. 4 – No. 1ISSN: 2448-6191

*Autores para correspondencia: [email protected]

En el presente artículo se han detectado una errata en la sección 5 y la información correcta se presenta en negritas a continuación:

5. ACKNOWLEDGMENTS

ETA thanks CONACYT for the PhD sponsorship. Also, authors appreciate Dra Nayely Pineda for her help in the characterization of the samples and Dr Alfonso Crespo for useful discussions. We are grateful to CONACyT for the financial support provided by Fronteras de la Ciencia Project: FC 2016/1700.


QUERÉTARO, MÉXICO

ISSN: 2448-6191

EMS-P-26 Errata 69

ESTUDIO COMPARATIVO DE LA OBTENCIÓN DE QUITOSANO POR LOS MÉTODOS QUÍMICO Y ELECTROQUÍMICO A PARTIR DE

EXOESQUELETOS DE CAMARÓN

EO-P-4

A. H. Rojas Calva1*, R. A. Vázquez García1, J. L. Imbert Palafox2, M. Estrada Villegas3, J. A. Cobos Murcia1, M. A. Veloz Rodríguez1.

1 Área Académica de Ciencias de la Tierra y Materiales. ICBI-UAEH, Carr. Pachuca - Tulancingo km. 4.5, Mineral de la Reforma, Hidalgo. C.P. 42184.

2 Área Académica de Ciencias de la Salud. ICSA-UAEH, Circuito Ex Hacienda La Concepción S/N, Carretera Pachuca Actopan, San Agustín Tlaxiaca, Hidalgo. C.P. 42090.

3 CIQA Campus Monterrey, Alianza Sur 204 Parque de Innovación e Investigación Tecnológica.

* Autores para correspondencia: [email protected]

RESUMEN

Actualmente el uso de biomateriales para aplicaciones médicas es un área de interés en la investigación

científica, ya que se buscan soluciones a la problemática relacionada con la reconstrucción y reparación de

tejidos dañados; básicamente a través del uso de productos innovadores con capacidad de ser biocompatibles,

estables y mecánicamente resistentes. Por lo que, este trabajo busca contribuir en la obtención de quitosano a

partir de exoesqueletos de camarón debido a su excelente biocompatibilidad; Evaluando propiedades como el

grado de desacetilación, peso molecular y morfología obtenida. Realizando un estudio comparativo para dos

diferentes métodos: químico y electroquímico. Con la finalidad de evaluar la influencia de las condiciones

energéticas, así como el rendimiento del proceso de síntesis de este material. El trabajo experimental consistió en

evaluar las condiciones óptimas de ambos procesos, donde, para el método químico, se obtuvo una recuperación

de 10% de quitosano a partir de los desechos de camarón, así como una predominancia de la fase α-quitina como

subproducto del proceso. Para el método electroquímico se empleó un sistema de dos electrodos (titanio como

ánodo y titanio recubierto con RuO2 como cátodo), conectados a una fuente de corriente continua, obteniendo un

precipitado y una recuperación final de quitosano de 15%. Para realizar el análisis de los productos y

subproductos de la reacción se emplearon técnicas de caracterización química FT-IR y caracterización


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EO-P-4 70

morfológica mediante DRX. La importancia de este estudio radica en el análisis del uso potencial del quitosano

como andamio en futuras aplicaciones biomédicas, así como evaluar métodos de síntesis y obtención de

quitosano.

Palabras Clave: quitosano, desacetilación y quitina.

1. INTRODUCCIÓN

El quitosano es el principal derivado de la quitina (producto parcialmente desacetilado), ésta se encuentra

principalmente en las conchas de los crustáceos y formando parte del exoesqueleto (caparazones) de los insectos,

alas (cucarachas y escarabajos), así como también en las paredes celulares de muchos hongos, levaduras y algas

[1, 2]. Es el segundo polisacárido lineal más abundante y un polielectrolito catiónico presente en la naturaleza.,

conformado por unidades de β-(1-4)-2-desoxi-2-amino-D-glucopiranosa (D-glucosamina) y β-(1-4)-2-desoxi-2-

acetamido-D-glucopiranosa (N-acetil-D-glucosamina), presenta una configuración helicoidal tridimensional

estabilizada mediante enlaces de hidrógeno [3, 4, 5]. Desde el punto de vista químico, los procesos de obtención

de quitosano partiendo de quitina son sumamente atractivos, donde los desechos de algunos crustáceos se han

convertido en la principal materia prima de la obtención de estos biopolímeros. Esto sustentado a la evidencia

reportada de la composición general de los caparazones de los crustáceos compuestos por: Proteínas (20-40%),

sales de calcio y magnesio, mayormente carbonato y fosfato (30-60%), quitina (20-30%) y lípidos (0-14%),

variando éstas proporciones con la especie y la estación. Debido a esta gran cantidad de quitina, el aislamiento

de la misma de los biodesechos de crustáceos, implica 3 operaciones básicas [6, 7]:

a) Desproteinización: Separación de la proteína.

b) Desmineralización: Eliminación de la materia orgánica.

c) Decoloración: Separación de los pigmentos lipídicos (carotenoides).

Con la quitina extraída se procede a la obtención del quitosano por un proceso de desacetilación que puede ser

químico o enzimático [8, 9].


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Las limitantes dentro de los procesos ya existentes como la generación de desechos altamente alcalinos y

rendimientos bajos de recuperación de quitosano, acompañados de variaciones del grado de desacetilación no

mayor al 85 % por tratamiento y variación del peso molecular [1, 4].

Estos inconvenientes dentro de los procesos descritos han estimulado el desarrollo de procesos que reduzcan o

eliminen el uso y generación de sustancias peligrosas, asociados a bajos rendimientos. Es por ello que en este

trabajo se llevó a cabo un estudio comparativo entre dos procesos para la obtención de quitosano mediante

desechos de camarón, empleando una síntesis química y electroquímica, logrando que los procesos propuestos

eliminen proteínas y/o sales de los residuos de crustáceos, incluso que puedan ser reutilizados en la producción

de alimentos animales y pigmentos.


2.1 Método químico de desacetilación

Se realizó el proceso de obtención de quitina mediante la reacción de hidrolisis, empleando NaOH 5M con el fin

de desproteinizar, durante 5 horas, HCl 1M para desmineralizar, durante 2 horas y 50 ml de Etanol para eliminar

los pigmentos restantes, esquematizando el sistema de digestión para la extracción de α-quitina a partir de

artrópodos en el esquema de la figura 1.

Figura 1. Esquema de la metodología de obtención de quitosano mediante método químico.

Desproteinización Desmineralización Despigmentación Desacetilación


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2.1.1 Proceso de desproteinización:

El exoesqueleto del camarón se trituró con el fin de homogenizar y aumentar el área superficial. La muestra

triturada se sometió a lavados con agua desionizada, para posteriormente eliminar la máxima cantidad de agua

mediante un secado a 45°C por 24 horas. A continuación, se realizó una solución con NaOH al 5M a un pH> 13

en una relación 1:5 (p/v) y calentando a una temperatura de 62°C ±1° con agitación constante de 300 rpm

durante 2 h, en este paso la muestra se liberará de todas las proteínas presentes. Después del tiempo mencionado,

se retiró el NaOH mediante lavados del solido suspendido hasta alcanzar un pH de 7, se filtró eliminando por

completo el NaOH.

2.1.2 Proceso de desmineralización

Se generó una solución de 500 ml de HCl 1M a un pH de 2, posteriormente se calienta con el sólido recuperado

del proceso anterior a 31°C ±1°, a agitación de 300 rpm durante 2 h. Pasado este tiempo se filtra el HCl y se

somete lavados con agua destilada hasta alcanzar un pH de 7. Después se comprime y se seca a una temperatura

de 45 °C.

2.1.3 Proceso de despigmentación

Para obtener la quitina se procede a verter la muestra en un matraz Erlenmeyer y se agregan 100 ml de etanol

puro, se tapa y se deja reposar a 30°C ±1° durante 24 h a agitación constante de 200 rpm. Pasado este tiempo se

retiró el etanol, y se lava la quitina con agua destilada como se describió anteriormente, al final del último lavado

se deja nuevamente en 100 ml de etanol modificando la temperatura a 37°C durante 48 h, con lo cual se logrará

eliminar los colorantes naturales de la quitina.

Finalmente se retira el etanol y excesos del mismo mediante lavados a la quitina.

2.1.4 Desacetilación de α-quitina


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Para lograr hidrolizar los grupos acetilos y generar el quitosano se prepara una solución con la quitina y el NaOH

al 4M y se lleva a 121ºC y 15 libras de presión durante 2 h; después se separa el sobrenadante

(quitosano combinado con el NaOH) y el sedimento (quitina).

El sobrenadante debe mostrar un pH >13, por lo que para poder separar el quitosano del NaOH es

necesario neutralizarlo y someterlo a diálisis contra agua destilada en membrana (Figura 2).

Figura 2. Partículas de quitosano en la solución neutralizada.

2.2 Método electroquímico de desacetilación

Se realizó el proceso de obtención de quitina mediante digestión acida, empleando acido acético al 0.3N

con el fin de desproteinizar y desmineralizar la quitina contenida en los desechos de camarón durante 1 hora y 50

ml de Etanol para despigmentar la quitina, finalmente se emplea un arreglo electroquímico de dos electrodos en

medio acido para desacetilar la quitina y precipitando con una solución de NaOH; Dicho proceso se esquematiza

en la figura 3.


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Figura 3. Esquematización de método electroquímico de obtención de quitosano.

2.2.1 Proceso de desproteinización y desmineralización en solución acida

En una preparación típica de solución, 4 g de cascara de camarón fueron disueltas en 400 ml de solución de

ácido acético al 0.3N, se somete a calentamiento a una temperatura de 50 °C y 200 rpm de agitación controlada

por 1 hora. Posteriormente se recupera el sólido y se lava hasta pH neutro.

2.2.2 Proceso de despigmentación

Para obtener la quitina se realiza el proceso de despigmentación mediante etanol descrito en pasos anteriores,

obteniendo quitina para su análisis.

2.2.3 Desacetilación de quitina mediante titulación potenciométrica

Se realizó una solución de HCl con la quitina resultante en una proporción 1:5, y se somete a calentamiento a

55°C y agitación constante a 200 rpm por 1 hora, logrando solubilizar toda la muestra. Con el fin de lograr la

desprotonacion del quitosano, se titula con hidróxido de sodio en un sistema electroquímico de dos electrodos

empleando titanio como ánodo y titanio recubierto con RuO2 como cátodo, conectados a una fuente de corriente

continua, imponiendo un potencial de 30 V por un lapso de 30 minutos hasta alcanzar un pH >6 logrando a si la

precipitación de quitosano (Figura 6).

2.2.4 Caracterización de los productos

Para llevar a caracterizar los productos obtenidos, se dejaron secar las muestras en una mufla a 60 °C

durante un tiempo de 24 horas. Posteriormente los polvos se llevaron a difracción de rayos X dándole un tiempo

de incidencia de radiación de Co- de 25 minutos con el fin de determinar picos característicos de quitina-

Desproteinización y Desmineralización Desacetilación Precipitación


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quitosano. Así mismo, la muestra fue analizada mediante Espectroscopía Infrarroja por Transformada de Fourier

utilizando una longitud de onda de mediano alcance (aproximadamente 4000-400cm-1); Esto con el fin de

determinar los modos de vibración de los diferentes enlaces de grupos funcionales asociados a cada especie.


Se realizó la trituración de los exoesqueletos de camarón mediante un molino de bolas por un lapso de 1 hora,

buscando aumentar el área de contacto (Figura 4). Para posteriormente realizar el proceso de obtención de

quitina y quitosano mediante técnica química y electroquímica.

Figura 4. Cascara de camarón triturada.

3.1 Síntesis de quitosano por método químico y electroquímico.

El desarrollo experimental se realizó por triplicado con el fin de obtener concordancia en los resultados de cada

etapa de síntesis, tanto por el método químico, así como al emplearse un sistema electroquímico donde de una

manera simplificada se presentan los resultados experimentales en el diagrama presentado en la figura 5.


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Figura 5. Síntesis de quitosano.

Con el fin de proporcionar una sensibilidad analítica adecuada se realizaron las caracterizaciones de los

espectros infrarrojos (FTIR) y difracción de rayos X (DRX) de la cascara de camarón, quitina y quitosano,

resultado del proceso químico y electroquímico.

3.2 Análisis IR de la obtención química y electroquímica de quitosano.

En cada etapa del proceso se realizó un seguimiento mediante la caracterización de los productos; donde, los

análisis de los espectros infrarrojos (FTIR) comparan cada etapa del proceso químico (cascara de camarón,

quitina y quitosano) en la figura 6a, donde se puede visualizar 3 muestras en el intervalo del espectro 4000 -400

cm-1. Las bandas son generalmente pronunciadas debido al carácter macromolecular del compuesto y debido a

las numerosas uniones intermoleculares de hidrógeno, que se manifiestan incluso en el estado sólido de la

muestra.

Químico

Electroquímico


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En los espectros infrarrojos se pueden observar las bandas típicas del quitosano a 3290 cm-1 y 3285 cm-1

determinadas por estiramientos simétricos -OH y superpuestas sobre estiramientos simétricos -NH, así como la

aparición a 3215 cm-1 de la señal asociada al grupo -NH2, dichas bandas definiéndose en los espectros del

quitosano, debido al proceso de desacetilación asociado al segundo pico de identificación de la amina primaria

(R-NH2), corroborado con la disminución del grupo carbonilo (C=O) que aparece a 1664 cm-1 acompañado de la

frecuencia de torsión -NH2 correspondiente a la quitina a 1574 cm-1.

También se aprecian las bandas de estiramiento C-H en el intervalo de 2800 cm-1 a 3000 cm-1 debido al proceso

de desacetilacion, las bandas 1372 cm-1 y 1375 cm-1 son determinadas por grupos (-CH3), las bandas del grupo

piranósico a 1077 cm-1 y estiramientos simétricos C-O a 1074 cm-1, el estiramiento C-O-C glucosídico se ve a las

frecuencias 705 y 556 cm-1.

Por otro lado, para el proceso electroquímico se presentan de igual manera los espectros infrarrojos comparativos

de cada etapa del proceso (figura 6b), donde se pueden observar las bandas típicas del quitosano a 3290cm-1 y

3285cm-1 determinadas por estiramientos simétricos -OH y superpuestas sobre estiramientos simétricos -NH, a

3215cm-1, dichas bandas se sobreponen en una sola en los espectros del quitosano, debido al proceso de

desacetilación, en contra parte se corrobora la desacetilación con la disminución del grupo carbonilo (C=O) que

aparece a 1664 cm-1 acompañado de la frecuencia de torsión -NH2 correspondiente a la quitina a 1574 cm-1.

Las bandas del grupo piranósico a 1077cm-1 y estiramientos simétricos C-O a 1074 cm-1, el estiramiento C-O-C

glucosídico se ven a las frecuencias 705 y 556 cm-1, donde, podemos distinguir un mal proceso de

desproteinización debido a la semejanza entre los espectros de quitina y cascara de camarón.


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4000 3600 3200 2800 2400 2000 1600 1200 800 400

A

Camaron Quitina Quitosano

4000 3600 3200 2800 2400 2000 1600 1200 800 400

A

Quitosano Quitina Camaron

Figura 6. Espectro Infrarrojo método a) químico y b) electroquímico (Cascara de camarón-quitina-quitosano).

3.3 Análisis DRX de la obtención química y electroquímica de quitosano.

Por otro lado, en la Figura 7a se muestran los resultados de la fase encontrada mediante el proceso químico en el

siguiente difractograma. Donde, se puede discernir un pico principal de gran intensidad a 2Θ= 23,5° y un pico

secundario en 2Θ=10°, con una súbita disminución en la intensidad en los difractogramas de quitosano

comparado con el presentado por la quitina esto atribuido a las condiciones del proceso el producto final

(quitosano) presenta un alto grado de amorfismo comparado con la cristalinidad de la fase alfa de quitina.

De igual manera se realizó el análisis por difracción de rayos x para el proceso electroquímico (figura 7b).

Donde, se visualizan los mismos picos a 2Θ= 23,5° y un pico secundario en 2Θ=10°, donde podemos identificar

la fase alfa quitina y una fase amorfa de quitosano debido a las condiciones heterogenias del proceso

asemejándose al proceso de desacetilación química heterogenia.

a) b)


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Figura 7. Difracción de rayos X del proceso a) químico y b) electroquímico (quitina-quitosano).

4. CONCLUSIONES

En este trabajo se ha presentado el estudio comparativo entre dos procesos de obtención de quitosano,

mediante la desacetilación de quitina llegando a las siguientes conclusiones:

El método químico presento un rendimiento del 10 % a partir de la cascara de camarón, empleando una

alta concentración de agentes alcalinos (4M NaOH) acompañado de altas condiciones de presión y temperatura

(121°C y 15 lb) por un tiempo de 1 hora, generando un quitosano con diferente peso molecular y grado de

desacetilación, predominando una fase amorfa.

El método electroquímico presento un rendimiento del 15 % a partir de la cascara de camarón empleando

bajas concentraciones de soluciones acidas (Ac. acético 0.3N), así como una desacetilación empleando un

sistema electroquímico de dos electrodos imponiendo un potencial de 30 V por 30 minutos a una solución de

quitina en HCl, logrando la precipitación del quitosano mediante la adición de NaOH a pH mayores a 6, el

a) b


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quitosano producto de este método resulto en un peso molecular y grado de desacetilación variable, así como una

predominante fase amorfa.

Estudios posteriores sugieren alrededor de 12 hrs. de contacto entre la cascara de camarón y el ac. acético

para lograr un mejor grado de desproteinizacion, es necesario realizar estudios galvanostáticos del sistema

electroquímico empleado.

5. AGRADECIMIENTOS

Los autores externan su agradecimiento a CONACYT por el apoyo financiero otorgado para el desarrollo

de esta investigación a través de la beca de Doctorado.

6. REFERENCIAS

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EO-P-4 81

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[9] Józef Synowiecki and Nadia Ali Al-Khateeb , "Production, Properties, and Some New Applications of Chitin and Its Derivatives.," Critical Reviews in Food Science and Nutrition, vol. 43, no. 2, pp. 145-171, 2003.

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EVALUACIÓN DE UNA CONFIGURACIÓN DE ELECTRODOS EN UN TANQUE IMHOFF PROPUESTA POR UN ESTUDIO CFD

IE-O-15

J. Estrada-García1, K. Díaz-Castellanos1, N. Gutiérrez-Casiano1*, L.A. Sánchez-Bazán1, J.A. Cobos-Murcia2, E. Hernández-Águilar1

1 Universidad Veracruzana Facultad de Ciencias Químicas, Oriente 6 1009, Rafael Alvarado, 94340

Orizaba, Ver. 2 Universidad Autonoma del Estado de Hidalgo, Carretera Pachuca - Actopan Km. 4.5, Campo de Tiro,

42039 Pachuca de Soto, Hgo. * Autores para correspondencia: [email protected]

RESUMEN

El presente estudio muestra la implementación de un tratamiento de electrocoagulación en un tanque tipo Imhoff

modelo a escala para la planta de tratamiento de aguas residuales urbanas. Se utilizó un modelo a escala 1:25 del

tanque Imhoff de vidrio y acrílico. Éste se operó con un circuito en paralelo aplicando 20 V y un flujo de

alimentación 0.444 L/min por 180 min y tomando muestras cada 30 minutos. Para establecer la ubicación de los

electrodos se realizó un análisis del perfil de velocidad y líneas de flujo, obtenidas mediante Dinámica de fluidos

computacional (CFD) con la suite Flow Simulation software SolidWorks®. Los electrodos instalados fueron de

aluminio (Al) y hierro (Fe) y como parámetros de respuesta se determinó la remoción de demanda química de

oxígeno (DQO), sólidos totales (ST), sólidos volátiles (SV), asimismo se monitoreo pH, temperatura y turbidez.

El pH permaneció con una ligera tendencia a la alcalinidad al registrar valores de 8.17 ± 0.14, el proceso obtuvo

un 75.91% de remoción de DQO, sin embargo, sólo removió 6.06% de ST y 33.33% de STV.

Palabras Clave: Electrocoagulación, Imhoff, CFD.


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1. INTRODUCCIÓN

El aumento de la población, la diversidad y complejidad de los procesos industriales, han ocasionado un

incremento considerable en el uso del agua, qué al ser reintegrada a los cuerpos de agua, contiene materia

contaminante que alteran sus condiciones [1]. Esta situación, ha propiciado viabilidad económica nula de

proyectos para tratamiento de aguas residuales, qué en conjunto con la incorrecta utilización del agua tratada, no

genera beneficios económicos para la venta de esta tecnología a sectores industriales, ganaderos o entidades

federativas [2]. Mundialmente se generan más de 3.3 x 1014 litros de aguas residuales urbanas, de las cuales en

México se producen cerca de 7 x 1012 litros, de éstas sólo el 48% recibe algún tratamiento para disminuir las

cargas de sustancias contaminantes. Un alto porcentaje se realiza de manera deficiente, por lo que disminuye la

cantidad de agua que se puede reutilizar y a su vez incrementa la demanda de agua [3].

Así mismo, en México la normatividad regula la protección del buen uso del agua y restringe la presencia

de sustancias que pueden ocasionar alteraciones en su ciclo normal, por ejemplo, la NOM-003-SEMARNAT-

1997, establece los límites máximos permisibles de contaminantes para las aguas residuales tratadas y que son

reutilizadas en servicios públicos [4]. Sin embargo, a pesar de tener normas suficientes para poder cumplir con

las normas internacionales, se siguen buscando alternativas que den solución a disminuir los contaminantes

presentes en efluentes urbanos.

Por otro lado, las aguas residuales urbanas son una mezcla de aguas residuales domésticas e industriales,

que presentan cargas orgánicas variables [5]. Aunado a ello, el crecimiento de la mancha urbana ha impactado en

los cuerpos de agua adyacentes y provoca que plantas tratadoras de aguas residuales presenten sobrecarga en los

efluentes, causando daños en la infraestructura de la geometría de los tanques de tratamiento. Con la finalidad de

aprovechar al máximo las instalaciones actuales y garantizar un tratamiento correcto de aguas residuales a bajo

costo, se acopló a un modelo escala de un tanque tipo Imhoff un sistema electroquímico, que dadas sus

características de diseño se puede aumentar el porcentaje de remoción de materia orgánica [6].


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2.1 Modelado 3D del tanque Imhoff y simulación CFD

Para establecer la ubicación de los electrodos se modeló uno de los tanques Imhoff con los que cuenta la

planta de tratamiento de aguas residuales, mediante una simulación CFD para la cual se utilizó el software

SolidWorks®. El fluido utilizado para el estudio CFD corresponde a agua residual urbana a temperatura

ambiente, se aplicó un flujo de 10 kg s-1 y para los valores de densidad y viscosidad de agua residuales (1069 kg

m-3 y 0.000891 Pa s) durante 180 minutos [7].

2.2 Electrocoagulación de aguas residuales urbanas en un tanque Imhoff a escala

El proceso de electrocoagulación se realizó en un modelo a escala 1:25 del tanque Imhoff construido en

vidrio y acrílico. Empleando una conexión de electrodos con un circuito en paralelo, con una imposición de

potencial de 20 V, mediante una fuente de poder DC POWER SUPPLY y un flujo de alimentación 0.444 L/min,

durante 180 min y tomando muestras de 100 mL cada 30 min. En la cámara de sedimentación se tomó una

distancia de 6 cm y en las cámaras de gases de 1.9 cm, en cuanto a las dimensiones en la zona A fueron de

10x15x0.1 cm y en las zonas B y C de 8x15x0.1 cm.

2.3 Caracterización fisicoquímica del agua residual

Se realizaron análisis fisicoquímicos al agua residual antes y después del tratamiento electroquímico para

determinar: Sólidos Totales (ST), Sólidos Totales Volátiles (STV), Demanda Química de Oxígeno (DQO), pH y

temperatura de acuerdo a la normatividad mexicana vigente (Tabla I). Además, se determinó la turbidez la cual

se midió con un turbidímetro marca Oakton T-100.


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Tabla I. Normas Mexicanas vigentes que regulan los límites permisibles de los parámetros medidos al agua residual

Parámetro Norma Mexicana

Sólidos Totales (ST) NMX-AA-034-SCFI-2015

Sólidos Totales Volátiles (STV) NMX-AA-034-SCFI-2015

Demanda química de oxígeno (DQO) MNX-AA-030-1-SCFI-2012

pH NMX-AA-008-SCFI-2016

Temperatura NMX-AA-007-SCFI-2000


De acuerdo con la Figura 1 las líneas de velocidad en el primer tercio del reactor pasan por las cámaras de

gases laterales en la zona A, de igual manera circulan por la cámara de sedimentación hasta la salida del tanque.

La zona B de la cámara de sedimentación muestra velocidades de flujo, dando la ventaja de realizar el

tratamiento en esta parte, lo mismo se observa en la zona C. En la cámara de gases (parte central) se muestra

actividad del fluido por la velocidad observada, este perfil de velocidad muestra gran actividad del fluido en las

secciones laterales del tanque, y se observa inactividad en la primera zona de la cámara de sedimentación. De

acuerdo con este análisis se decidió incluir electrodos en las cámaras de gases de la sección A y 2 electrodos en

las cámaras de sedimentación B y C, conformando un sistema de 6 electrodos distribuidos en el tanque para

observar el comportamiento de este diseño.

Durante el proceso electroquímico, se observó que el electrodo de Al ubicado en la cámara de

sedimentación produjo espuma, la cual se localizó en la superficie del tanque (Figura 2). Paulista et al. [8]

menciona que el tratamiento de líquidos con tecnología de electrocoagulación permite que los complejos de

hidróxido de aluminio formados por la redisolución del aluminio en un sistema alcalino presenten una condición

liviana, lo que hace que sean atrapados por las burbujas de gas y sean llevados a la superficie, de modo que

favorece la formación de espuma, a este proceso se le conoce como electroflotación, de acuerdo a lo reportado

por Mouedhen et al. [9] este se lleva a cabo cuando se utilizan electrodos de aluminio como ánodos.


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Figura 1. Hidrodinámica del tanque Imhoff

A) B)

Figura 2. Proceso de electrocoagulación en cámara de sedimentación, A) minuto 0, B) minuto 180

En el fondo del reactor se pudo observar una capa de aproximadamente 5 mm, donde las especies que se

favorecen de acuerdo con el diagrama de Pourbaix (Figura 2) son conformada por hidróxidos de aluminio que

precipitaron por la oxidación del ánodos y que por su naturaleza no son tan livianos, de modo que se obtienen

algunas especies monoméricas como Al(OH)2+ Al(OH)2

+, y otras poliméricas como Al2(OH)2+, Al6(OH)15

3+,

Al7(OH)174+ [9], sin embargo la especie que se favorece es el Al(OH)3(s) en la región de potencial y pH en la cual

se encuentra operando el proceso. Por lo que al finalizar el proceso se obtienen 3 fases en el reactor, en la parte

superior la espuma, en la parte central el agua clarificada y en el fondo del tanque los precipitados que en este

caso es materia orgánica en conjunto con hidróxido de aluminio (Figura 3).


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Figura 3. Diagrama de Pourbaix de las especies de aluminio durante el proceso de electrocoagulación de aguas residuales.

Figura 4. Fases presentes en el reactor. A) Espuma, B) Agua clarificada, C) Precipitados

3.2 Caracterización fisicoquímica

La Figura 5 muestra el comportamiento de los parámetros monitoreados durante el proceso de

electrocoagulación, durante el tratamiento se logró una remoción de 6.06% para los sólidos totales los cuales

tuvieron una tendencia constante durante los primeros 90 minutos del tratamiento, incrementando ligeramente la

concentración de ST en el agua residual al finalizar el proceso (Figura 4a). Para el caso de sólidos totales

volátiles se obtuvo una disminución del 33.33%, hasta el minuto 60 los valores tuvieron un ligero incremento

debido a la aparición de espuma generada por el tratamiento, después de este punto disminuyó la concentración

hasta finalizar el proceso (Figura 4b). La disminución de DQO alcanzó un 76% de remoción, en este caso en los

primeros 30 minutos del tratamiento se observó un decremento de la concentración de materia orgánica,

continuando este comportamiento hasta finalizar los 180 minutos (Figura 4c).

-2.2

-1.7

-1.2

-0.7

-0.2

0.3

0.8

4 5 6 7 8 9 10

Pote

ncia

l Vs

SHE

/ V

pH

Al3+ Al(OH)3 (cr)

Al(s )

Al(OH)4-


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El pH permaneció con una ligera tendencia a la alcalinidad al registrar valores de 8.17 ± 0.14, caso similar

a la temperatura la cual se mantuvo constante durante el proceso. Finalmente, la turbidez tuvo un aumento

considerable respecto al valor inicial obtenido, incrementando de 8.52 a 57.6 NTU a lo largo del tratamiento la

tendencia fue ascendente causado por la espuma generada por el proceso, ya que, al momento de muestrear a la

salida del tanque, gran cantidad de espuma se concentraba en la muestra. Todos los parámetros monitoreados se

encuentran por debajo del límite permisible que marcan las normas mexicanas a excepción de la turbidez la cual

no tiene un límite para aguas residuales urbanas (Tabla II).

(a)

(b)

(c) (d)

(e)

Figura 5. Comportamiento de los parámetros fisicoquímicos durante el proceso de electrocoagulación. (a) ST (mg L-1), (b) STV (mg L-1), (c) DQO (mgO2 L-1), (d) pH, (e) Turbidez (NTU)

Tiempo (min)

ST (m

g L-1

)

STV

(mg

L-1)

Tiempo (min)

DQ

O (m

gO2 L

-1)

Tiempo (min) Tiempo (min)

pH

Turb

idez

(NTU

)

Tiempo (min)


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Tabla II. Resultados de la caracterización fisicoquímica del agua residual, antes y después del tratamiento en comparación con los limites permisibles marcados por la normatividad mexicana vigente

Parámetro Unidad Minuto 0 Minuto 180 Límite permisible

ST mg L-1 660 620 1600 STV mg L-1 600 400 - DQO mgO2 L-1 165.5 39.86 500 pH - 8.31 8.03 5.5-10

Temperatura °C 24 24 40 Turbidez NTU 8.52 57.6 -

4. CONCLUSIONES

Con la configuración propuesta de 6 electrodos fue posible disminuir la concentración de materia orgánica

del agua residual con el tratamiento electroquímico observándose en mayor efecto para la DQO, aunque se

recomienda modificar la descarga donde la espuma sale del proceso junto con el efluente, ya que aumenta la

turbidez del agua tratada por lo que será necesario realizar un proceso de separación de la espuma. Por otro lado,

es recomendable incrementar la cantidad de ánodos de aluminio en el tanque para aumentar el contacto entre el

agua residual y los iones de aluminio lixiviados, con lo cual incrementaría el porcentaje de remoción de materia

orgánica, y soportado de acuerdo con el estudio de dinámica de fluidos deberán ser colocados en las cámaras de

gases de la sección A y en las cámaras de sedimentación B y C.

5. AGRADECIMIENTOS

Los autores externan su agradecimiento a la Universidad Veracruzana Facultad de Ciencias Químicas de

Orizaba, Veracruz y al cuerpo académico “UVER-CA-226” Estudio Integral de Ingeniería Aplicada, por el

financiamiento otorgado para el desarrollo de este proyecto.


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6. REFERENCIAS

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· 2019-11-08 · 34° congreso nacional de la sociedad mexicana de electroquímica, 2019 12th...

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