El documento trata sobre la reducción de boro en aguas procedentes de la desalación. Presenta una introducción sobre la química del boro y su toxicidad, así como sobre las principales técnicas de desalación como la ósmosis inversa y el intercambio iónico. Detalla los objetivos y alcance de la investigación realizada, que consistió en estudiar la eliminación de boro mediante una segunda etapa de ósmosis inversa y resinas de intercambio iónico en plantas piloto. Finalmente, presenta los resultados obtenidos y un

1. Reducción de boro en aguas procedentes
de la desalación
María Fernanda Chillón Arias

2. Facultad de Ciencias
Departamento de Ingeniería Química
REDUCCIÓN DE BORO EN AGUAS
PROCEDENTES DE LA DESALACIÓN
TESIS DOCTORAL
MARÍA FERNANDA CHILLÓN ARIAS
Alicante, Junio 2009
I

3. II

4. D. Daniel Prats Rico, Catedrático de Universidad, y D. Pedro José Varó Galváñ,
Profesor contratado Doctor (LOU), profesores del Departamento de Ingeniería Química
de la Universidad de Alicante,
CERTIFICAN: que Dña. MARÍA FERNANDA CHILLÓN ARIAS, Licenciada en
Ciencias Químicas, ha realizado bajo su dirección, en el Departamento de Ingeniería
Química de la Universidad de Alicante, el trabajo que con el título “REDUCCIÓN DE
BORO EN AGUAS PROCEDENTES DE LA DESALACIÓN”, constituye su memoria
para aspirar al Grado de Doctora en Ingeniería Química, reuniendo, a su juicio, las
condiciones necesarias para ser presentada y defendida ante el Tribunal
correspondiente.
Y para que conste a los efectos oportunos, en cumplimiento de la legislación
vigente, firmamos el presente Certificado en Alicante, a 10 de mayo de 2009.
Fdo. Daniel Prats Rico Fdo. Pedro J. Varó Galvañ
III

5. IV

6. AGRADECIMIENTOS
La presente investigación fue llevada a cabo en el Departamento de Ingeniería
química de la Universidad de Alicante, bajo la dirección de los doctores D. Daniel Prats
Rico y D. Pedro Varó a los que quiero expresar mi agradecimiento por su ayuda y
colaboración, fundamental durante la realización del mismo.
También quiero agradecer a Laureano Valero i Brú, a Esther Hernández y a todo
el personal de la desaladora “Canal de Alicante” su colaboración y apoyo en todo
momento, poniendo a nuestra disposición todas las facilidades y ayuda desinteresada.
A mi familia, sin cuyo apoyo moral hubiera sido imposible la realización del
presente trabajo.
Mi agradecimiento a la empresa estatal Aguas de las Cuencas Mediterráneas
S.A. por la financiación del proyecto de colaboración con el Instituto del Agua y de las
Ciencias Ambientales a partir del cual se ha desarrollado el presente trabajo de
investigación.
V

7. VI

8. A mi familia
VII

9. VIII

10. ÍNDICE
1. RESUMEN 001
2. INTRODUCCIÓN 007
2.1. LA QUÍMICA DEL BORO 011
2.1.1. Boro presente en el agua 014
2.1.2. Toxicidad del boro en seres vivos 018
2.2. SITUACIÓN DE LA DESALACIÓN EN EL MUNDO 021
2.3. TÉCNICAS APLICADAS A LA DESALACIÓN 029
2.3.1. Procesos de evaporación (destilación o procesos térmicos) 030
2.3.1.1. Evaporación súbita multietapa 032
2.3.1.2. Destilación múltiple efecto 034
2.3.1.3. Destilación por compresión de vapor 035
2.3.1.4. Destilación solar 037
2.3.2. Procesos de membranas 037
2.3.2.1. Electrodiálisis 038
2.3.2.2. Ósmosis inversa 042
2.3.3. Otros procesos de desalación 043
2.3.3.1. Congelación 043
2.3.3.2. Destilación con membranas 044
2.3.3.3. Depuración química o precipitación 044
2.4. TÉCNICAS DE ELIMINACIÓN DE BORO 047
2.4.1. Ósmosis inversa 047
2.4.1.1. Fundamentos 047
2.4.1.2. Transporte a través de las membranas de O.I. 051
2.4.1.3. Membranas de ósmosis inversa 063
2.4.1.4. Configuración de las membranas 066
2.4.1.5. Descripción de una planta de O.I. 068
2.4.1.6. Eliminación de boro en plantas de O.I. 072
2.4.2. Intercambio iónico 081
IX

11. 2.4.2.1. Materiales de intercambio iónico 083
2.4.2.2. Fundamentos 087
2.4.2.3. Configuración del proceso 092
2.4.2.4. Resinas selectivas de boro 094
2.4.3 Otras técnicas de eliminación de boro 099
2.5.OBJETO Y ALCANCE DE LA PRESENTE INVESTIGACIÓN 101
3. INSTALACIONES EXPERIMENTALES 103
3.1. PLANTA PILOTO DE ÓSMOSIS INVERSA 105
3.2. PLANTA PILOTO DE RESINAS DE INTERCAMBIO IÓNICO 107
3.3. ESPECIFICACIONES TÉCNICAS DE LAS MEMBRANAS DE
ÓSMOSIS INVERSA 109
3.3.1. Toray TM710 110
3.3.2. Hydranautics ESPA2-4040 111
3.3.3. Filmtec BW30-4040 112
3.4. ESPECIFICACIONES TÉCNICAS DE LAS RESINAS DE
INTERCAMBIO IÓNICO. 113
3.4.1. Rohm and Haas Amberlite IRA 743 113
3.4.2. Purolite S-108 114
3.4.3. Filmtec XUS-43594.00 115
4. MATERIALES Y PROCEDIMEINTO OPERATIVO 117
4.1. CARACTERÍSTICAS Y PROCEDENCIA DEL AGUA A TRATAR 119
4.2. PROCEDIMIENTO OPERATIVO 123
4.2.1. Eliminación de boro mediante una segunda etapa de
ósmosis inversa 123
4.2.1.1. Estudio de la influencia del pH del agua de aporte en la
eliminación de boro y comparación entre membranas 123
4.2.1.2. Selección de las condiciones para la reducción de la
concentración de boro a 0,5 mg/L y a 0 mg/L 124
4.2.1.3. Variación de la conversión de trabajo mediante
la recirculación de parte del rechazo 124
4.2.1.4. Evolución del rendimiento de la membrana trabajando
en forma continua a pH elevado 124
X

12. 4.2.2. Reducción del boro mediante resinas de intercambio iónico 125
4.2.2.1. Estudio de la eliminación de boro mediante
intercambio iónico 125
4.2.2.2. Estudio de la eliminación de otros iones 125
4.3. EQUIPAMIENTO PARA EL ANÁLISIS 127
4.4. REACTIVOS UTILIZADOS 129
4.4.1. Secuencia de regeneración de las resinas 130
4.5. CÁLCULOS 131
4.5.1. Ósmosis inversa 131
4.5.2. Intercambio iónico 132
4.5.3. Costes económicos 132
5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 135
5.1. ELIMINACIÓN DE BORO MEDIANTE UNA SEGUNDA
ETAPA DE ÓSMOSIS INVERSA 137
5.1.1. Estudio de la influencia del pH del agua de aporte en la
eliminación de boro y comparación entre membranas 137
5.1.1.1. Flujo de permeado 137
5.1.1.2. Rechazo de sales 142
5.1.1.3. Eliminación de boro 147
5.1.1.4. Parámetros cinéticos 153
5.1.2. Selección de condiciones para la reducción de la concentración
de boro a 0,5 mg/L y a 0 mg/L 191
5.1.3. Variación de la conversión de trabajo mediante la recirculación
de parte del rechazo 196
5.1.4. Evolución del rendimiento de la membrana trabajando en
forma continua a pH elevado 201
5.2. REDUCCIÓN DE BORO MEDIANTE RESINAS DE INTERCAMBIO
IÓNICO. COMPORTAMIENTO DE LAS DISTINTAS RESINAS 205
5.2.1. Estudio de la eliminación de boro 206
5.2.2. Estudio de la eliminación de otros iones 220
5.3. ESTUDIO ECONÓMICO 223
5.3.1. Ósmosis inversa 223
XI

13. 5.3.1.1. Costes de implantación 223
5.3.1.2. Costes de operación 224
5.3.1.3. Resumen de costes totales 227
5.3.1.4. Comparación entre membranas 228
5.3.2. Intercambio iónico 229
5.3.2.1. Costes de implantación 229
5.3.2.2. Costes de operación 230
5.3.2.3. Resumen de costes totales 233
5.3.2.4. Comparación entre resinas 234
5.3.3. Comparación económica entre membranas y resinas 236
6. CONCLUSIONES 239
7. ANEXOS 251
ANEXO I. Especificaciones técnicas de las plantas piloto 253
A. Planta piloto ósmosis inversa 253
B. Planta piloto intercambio iónico 257
ANEXO II. Especificaciones de las membranas. 263
A. Toray TM710 263
B. Hydranautics ESPA2 4040 265
C. Filmtec BW30-4040 267
ANEXO III. Especificaciones de las resinas 269
A. Rohm and Haas Amberlite IRA743 269
B. Purolite S-108 271
C. Dow XUS-43594.00 275
8. BIBLIOGRAFÍA 277
XII

14. ÍNDICE FIGURAS
2.1. Comportamiento del ácido bórico como ácido de Lewis 015
2.2. Distribución de los diferentes compuestos de boro 016
2.3. Porcentaje de ácido bórico en función del pH 017
2.4 Evolución de la capacidad instalada de
desalación a escala mundial 021
2.5. Distribución del agua desalada a nivel mundial según
la procedencia del agua de alimento 022
2.6. Desaladoras contratadas según la tecnología empleada 023
2.7. Distribución del uso del agua desalada a nivel mundial 023
2.8. Capacidad instalada en España. 025
2.9. Clasificación de las técnicas de desalación 029
2.10. Técnicas de desalación más utilizadas 030
2.11. Evaporación súbita multietapa (P1<P2<P3) 033
2.12. Evaporación de múltiple efecto (P1 > P2 > P3) 035
2.13. Evaporación por compresión de vapor 036
2.14. Diagrama simplificado de una celda de electrodiálisis 038
2.15. Batería de electrodiálisis con recirculación 039
2.16. Electrodiálisis reversible 040
2.17. Membranas de intercambio catiónico y aniónico 041
2.18. Ósmosis natural 048
2.19. Equilibrio osmótico 048
2.20. Ósmosis inversa 049
2.21. Potenciales químicos 049
2.22. Variación de la concentración de sales
en el proceso de ósmosis inversa. Capa límite 057
2.23. Membrana asimétrica 064
2.24. Membrana compuesta de capa fina 065
2.25. Membranas arrolladas en espiral 067
2.26. Etapas del proceso 068
2.27. Esquema de un proceso de ósmosis inversa en dos etapas 070
2.28. Formación de puentes de hidrógeno en una membrana 072
XIII

15. 2.29. Diagrama de flujo proceso en dos etapas respecto al permeado 076
2.30. Instalación de inetercambio iónico 082
2.31. Estructura de la resina selectiva N-metil glutamina 094
2.32. Mecanismo de la reacción de captación de boro 095
2.33. Resina metilglucamina con ácido bórico complejado 096
2.34. Ácido conjugado formado en la primera etapa de
la regeneración 099
3.1. Detalle de la planta de ósmosis inversa 105
3.2. Diagrama de flujo de la planta piloto de ósmosis inversa 106
3.3. Detalle de la planta resinas de intercambio iónico 107
3.4. Diagrama de flujo planta piloto de resinas de intercambio iónico 108
3.5. Dimensiones membrana Toray TM710 110
3.6. Dimensiones membrana Hydranautics ESPA2-4040 111
3.7. Dimensiones membrana Filmtec BW30-4040 112
4.1. Espectrómetro de emisión óptico de plasma por
acoplamiento inductivo Perkin Elmer 4300 128
4.2. Cambio US$/€ 133
5.1. Flujo de permeado frente a presión,
para diferentes valores de pH. Membrana Toray TM710 138
5.2. Flujo de permeado frente a presión,
para diferentes valores de pH. Membrana Hydranautics ESPA2-4040 139
5.3. Flujo de permeado frente a presión,
para diferentes valores de pH. Membrana Filmtec BW30-4040 140
5.4. Flujo frente a presión a pH igual a 7.
Comparación entre las tres membranas 141
5.5. Flujo frente a presión a pH igual a 10,9
Comparación entre las tres membranas 141
5.6. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo
permeado a diferentes valores de pH. Membrana Toray TM710 143
5.7. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo permeado
a diferentes valores de pH. Membrana Hydranautics ESPA2-4040 144
XIV

16. 5.8. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo permeado
a diferentes valores de pH. Membrana Filmtec BW30-4040 145
5.9. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo permeado
para las tres membranas pH igual a 7 146
5.10. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo permeado
para las tres membranas pH igual a 10,9 146
5.11. Porcentaje de rechazo de boro frente al flujo a distintos
valores de pH. Membrana Toray TM710 147
5.12. Porcentaje de rechazo de boro frente al flujo a distintos
valores de pH. Membrana Hydranautics ESPA2-4040 149
5.13. Porcentaje de rechazo de boro frente al flujo a distintos
valores de pH. Membrana Filmtec BW30-4040 150
5.14. Porcentaje de boro rechazado frente al flujo de permeado, a pH 7.
Comparación entre membranas 151
5.15 Porcentaje de boro rechazado frente al flujo de permeado, a pH 10.
Comparación entre membranas 151
5.16. Porcentaje de boro rechazado frente al flujo de permeado, a pH 10,9.
Comparación entre membranas 151
5.17. Lp en función del pH. Toray TM710 154
5.18. Lp en función del pH. Hydranautics ESPA2 4040 155
5.19. Lp en función del pH. Hydranautics Filmtec BW30 4040 157
5.20. 1/RNa frente a 1/Jv. Toray TM 710 160
5.21. Cp de sodio frente a 1/Jv. Toray TM 710 161
5.22. Coeficiente de permeabilidad de sodio frente al pH. Toray TM 710 162
5.23. 1/R frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040 163
5.24. Cp de sodio frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040 164
5.25. Coeficiente de permeabilidad de sodio frente al pH.
Hydranautics ESPA2 4040 165
5.26. 1/RNa frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040 166
5.27. Cp de sodio frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040 167
5.28. Coeficiente de permeabilidad de sodio frente al pH.
Filmtec BW30 4040 168
5.29. 1/RB frente a 1/Jv. Toray TM 710 171
5.30 Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Toray TM 710 172
XV

17. 5.31. Cp de boro frente a 1/Jv. Toray TM 710 172
5.32. Coeficiente de permeabilidad de boro frente al pH. Toray TM 710 173
5.33. 1/RB frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040 174
5.34. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Hydranautics ESPA2 4040 175
5.35. Cp de boro frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040 175
5.36. Coeficiente de permeado de boro frente al pH. Hydranautics ESPA2 4040 176
5.37. 1/R frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040 177
5.38. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Filmtec BW30 4040 178
5.39. Cp de boro frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040 178
5.40. Coeficiente de permeado de boro frente al pH. Filmtec BW30 4040 179
5.41. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Valores
experimentales y calculados considerando la disociación del
ácido bórico-borato y la influencia del pH en los coeficientes de
reflexión. Toray TM710 184
5.42. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Valores
experimentales y calculados considerando la disociación del
ácido bórico-borato y la influencia del pH en los coeficientes de
reflexión. Hydranautics ESPA2 4040. 185
5.43. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Valores
experimentales y calculados considerando la disociación del
ácido bórico-borato y la influencia del pH en los coeficientes de
reflexión. Filmtec BW30 4040 186
5.44. Coeficiente de permeado de boro frente al pH. Valores
experimentales y calculados considerando la disociación del
ácido bórico-borato y la influencia del pH en los coeficientes de
permeabilidad. Toray TM710 187
5.45. Coeficiente de permeado de boro frente al pH. Valores
experimentales y calculados considerando la disociación del
ácido bórico-borato y la influencia del pH en los coeficientes de
permeabilidad. Hydranautics ESPA2 4040 188
5.46. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Valores
experimentales y calculados considerando la disociación del
ácido bórico-borato y la influencia del pH en los coeficientes de
permeabilidad. Filmtec BW30 4040. 188
XVI

18. 5.47. Concentración de boro del permeado en función
del pH del agua de alimento. Toray TM 710 192
5.48. Concentración de boro del permeado en función del
pH del agua de alimento. Hydranautics ESPA2-4040 193
5.49. Concentración de boro del permeado en función del pH
del agua de alimento. Filmtec BW30-4040 193
5.50. Porcentaje de rechazo de boro frente a pH 194
5.51. Porcentaje de rechazo de boro frente a conversión
a pH 9,8 y pH 11. Toray TM710 196
5.52. Porcentaje de rechazo de boro frente a conversión
a pH 9,8 y pH 11. ESPA2-4040 197
5.53. Porcentaje de rechazo de boro frente a conversión
a pH 8,5 y 10,2. Filmtec BW30 199
5.54. Concentración de boro del alimento y permeado
y temperatura. Filmtec BW30. 201
5.55. Porcentaje de rechazo de boro. Filmtec BW30 201
5.56. Concentración de sodio del alimento y permeado. Filmtec BW30 202
5.57. Porcentaje de rechazo de sodio. Filmtec BW30 203
5.58. Concentración de boro del agua de alimento
y agua tratada. Amberlite IRA 743. 206
5.59. Boro acumulado por la resina. Amberlite IRA 743 207
5.60. Curva de rotura. Amberlite IRA 743 207
5.61. Concentración de boro del agua de alimento
y agua tratada. Purolite S 108 209
5.62. Boro acumulado por la resina. Purolite S 108 210
5.63. Curva de rotura y temperatura. Purolite S 108 210
5.64. Concentración de boro del agua de alimento
y agua tratada. Dow XU-43594.00 212
5.65. Boro acumulado por la resina. Dow XU-43594.00 212
5.66. Curva de rotura. Dow XU-43594.00 213
5.67. Curva de rotura para las tres resinas 215
Ln[C /(C0 − C )] para las tres resinas
5.68. t frente a 216
5.69. Capacidad de saturación de la resina en función de las condiciones
XVII

19. de operación. Purolite S-108. Especificaciones del fabricante. 218
5.70. Resultados experimentales y calculados de la concentración
de boro en el agua tratada frente al tiempo. 219
5.71. Concentración de sodio del agua de alimento y agua tratada.
Amberlite IRA 743 220
5.72. Concentración de magnesio del agua de alimento y agua tratada.
Amberlite IRA 743. 221
5.73. Concentración de potasio del agua de alimento y agua tratada.
Amberlite IRA 743. 221
5.74. Concentración de calcio del agua de alimento y agua tratada.
Amberlite IRA 743. 221
5.75. Coste por reposición membranas 224
5.76. Rango de Coste energético. Ósmosis inversa 225
5.77. Rango de coste de reactivos. Ósmosis inversa 226
5.78. Costes totales. Ósmosis inversa 227
5.79. Comparativa costes totales entre membranas reduciendo
el boro a 0,5 mg/L 228
5.80. Comparativa costes totales entre membranas reduciendo
el boro a por debajo del LOD 229
5.81. Coste por reposición resina 230
5.82. Coste energético con resinas 232
5.83. Costes reactivos de regeneración 233
5.84. Costes totales. Intercambio iónico 234
5.85. Comparativa costes totales entre resinas para reducir
el boro a 0,5 mg/L. 235
5.86. Comparativa costes totales entre resinas para reducir
el boro por debajo de LOD. 235
5.87. Comparativa entre membranas y resinas para reducir
el boro a 0,5 mg/L 236
5.88. Comparativa entre membranas y resinas para reducir
el boro por debajo del LOD 236
XVIII

20. ÍNDICE TABLAS
2.1. Productos de boro de mayor a menor uso 012
2.2. Clasificación de cultivos según su tolerancia al boro 020
2.3. 10 países de mayor producción de agua desalada 024
2.4. Capacidad de producción en España 026
2.5. Ejemplos reacciones de intercambio iónico 087
3.1. Especificaciones membrana TM710 Toray 110
3.2. Especificaciones membrana ESPA2-4040 Hydranautics 111
3.3. Especificaciones membrana BW30-4040 de Filmtec 112
3.4. Especificaciones resina IRA 743 de Rohm and Haas 113
3.5. Especificaciones resina S-108 de Purolite 114
3.6. Especificaciones resina XUS-43594.00 de Filmtec 115
4.1. Características físico-químicas del agua de la
Planta Desaladora “Canal de Alicante” 120
4.2. Rango de parámetros físico químicos del agua
de alimento durante la experimentación con membranas 121
4.3. Rango de parámetros físico químicos del agua
de alimento durante la experimentación con resinas 121
4.4. Reactivos utilizados 129
5.1. Comparativa de las presiones de trabajo a pH 7 y pH 10,9 142
5.2. Comparativa de % rechazo de sodio a pH 7 y pH 10,9 147
5.3. Comparativa de % B rechazado a pH 7 y pH 10,9 152
5.4. Ecuación de transporte de flujo. Toray TM 710 153
5.5. Ecuación de transporte de flujo. Hydranautics ESPA2 4040 155
5.6. Ecuación de transporte de flujo. Filmtec BW30 4040 156
5.7. Comparativa de valores de Lp 158
5.8. 1/RNa frente a 1/Jv. Toray TM 710 160
5.9. Cp frente a 1/Jv. y vlaor de PNa Toray TM 710 161
XIX

21. 5.10. 1/RNa frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040. 163
5.11. Cp de sodio frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040 165
5.12. 1/RNa frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040 167
5.13. Cp de sodio frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040 168
5.14. Comparativa de valores de σNa y PNa 170
5.15. 1/RB frente a 1/Jv. Toray TM 710 171
5.16 Cp de bor frente a 1/Jv. y valor de PB Toray TM 710 173
5.17. 1/RB frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040 174
5.18. Cp de boro frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040 176
5.19. 1/RB frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040 177
5.20. Cp de boro frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040 179
5.21. Comparativa de valores de σB y PB 180
5.22 Ecuaciones de σB en función del pH 189
5.23 Ecuaciones de PB en función del pH 190
5.24. Porcentaje de rechazo de boro variando la conversión 200
5.25. Resumen comparativo para una concentración
de boro en el agua tratada por debajo de LOD 214
5.26. Resumen comparativo para una concentración
de boro en el agua tratada de 0,5 mg/L 214
5.27. Valores de de τ, k y W. Amberlite IRA 743 217
5.28. Concentración de boro en función del tiempo de operación 219
5. 29. Resumen de datos aportados por otros autores 238
XX

22. 1. RESUMEN
1

23. 2

24. 1. Resumen
En el año 2003 entró en vigor el Real Decreto 140/2003, de 7 de febrero, en el
que se establecen los criterios sanitarios de la calidad del agua de consumo humano,
incorporándose, al ordenamiento jurídico español, los requisitos establecidos en la
Directiva 98/83/CE. En esta normativa se incluye como parámetro de control la
concentración de boro, fijándose como límite máximo 1 mg/L. Las recomendaciones de
la OMS establecen actualmente como límite aconsejable 0,5 mg/L. Por otra parte, la
presencia de concentraciones de boro superiores a 1 mg/L en aguas de regadío puede
perjudicar a un amplio grupo de cultivos sensibles a este elemento.
El boro se encuentra presente en la naturaleza, principalmente en forma de
boratos. Está ampliamente distribuido, tanto en el medio acuático como en el medio
terrestre. La concentración en la que se puede encontrar es muy variada, oscilando
desde los 10 mg/kg en la corteza terrestre hasta los 4,5 mg/kg en los océanos, no
superando, normalmente, los 7 mg/L en las aguas continentales.
El boro presente en el agua se encuentra, de forma natural, como ácido bórico
[B(OH)3] e ión borato[B(OH)4-], formando un equilibrio, en el que la especie
predominante es el ácido bórico, con independencia de que la fuente de boro sea el
ácido bórico o uno de los boratos. Esto es debido a que el ácido bórico es un ácido muy
débil, con una constante de disociación, pKa, de 9,15. A pH superiores a 10, el anión
metaborato [B(OH)4-] comienza a ser la especie dominante.
El agua de mar presenta una concentración de boro con un valor aproximado de
4 mg/L. Una vez llevada a cabo la desalación mediante ósmosis inversa este valor se
reduce hasta 0,8 mg/L–1,5 mg/L, dependiendo de las condiciones de trabajo y de las
membranas empleadas en la desalación. El motivo por el que el boro es rechazado en
tan baja proporción, por las membranas, es que en las aguas naturales se encuentra en
3

25. 1. Resumen
forma de ácido bórico y al tener hidrógenos ácidos y no tener carga, es capaz de formar
enlaces, con los grupos activos de las membranas, mediante puentes de hidrógeno.
Para ajustar la concentración de boro en las aguas procedentes de la desalación a
los criterios de calidad establecidos en la normativa española, éstas deben ser sometidas
a un segundo tratamiento.
En la bibliografía se encuentran las posibles alternativas para reducir la
concentración de boro. Los métodos más empleados y estudiados para la eliminación de
boro son la ósmosis inversa y el intercambio iónico. No obstante, existen otros
procedimientos que han sido estudiados con este fin, como pueden ser procesos de
membranas (ultrafiltración y electrodiálisis) y la adsorción con compuestos de
hidrocalcita, carbón y cenizas volantes.
El objetivo general de esta investigación ha sido profundizar en el estudio de la
eliminación de boro de las aguas procedentes de la desalación mediante las dos vías
alternativas más factibles, la ósmosis inversa y el intercambio iónico. Para ello se ha
trabajado a escala piloto, en continuo, tratando un agua en condiciones reales,
procedente directamente de un proceso de desalación de agua de mar.
Se ha estudiado el comportamiento de tres membranas de aguas salobres de
diferentes fabricantes. Se ha determinado la influencia del pH en el flujo de permeado,
en el rechazo de sales y de boro y el comportamiento cinético de la membrana respecto
al rechazo de boro. A partir de los ensayos realizados y del estudio del coeficiente de
reflexión del boro se desprenden diferencias notables observándose un comportamiento
muy diferente de las tres membranas seleccionadas.
Por otra parte se ha estudiado el comportamiento de tres resinas de intercambio
iónico, específicas para la eliminación de boro, de diferentes fabricantes, analizando los
parámetros cinéticos. El comportamiento de las tres resinas es muy similar.
4

26. 1. Resumen
Se ha realizado una valoración económica, tanto del proceso de ósmosis inversa
como del de resinas de intercambio iónico, comparándose los resultados. Los dos
procesos pueden ser válidos para la eliminación de boro desde el punto de vista técnico
y económico. La ventaja que presenta la utilización de resinas frente a las membranas es
la flexibilidad del sistema, permitiendo reducir el boro por debajo del límite de
detección, sin coste adicional y poder tratar el total del efluente procedente del proceso
de desalación. Como desventaja, las resinas de intercambio iónico no resultan un
proceso tan estable como la ósmosis inversa, presentando fluctuaciones más acusadas
frente a la temperatura y requiriendo un control de proceso más exhaustivo, ya que en
caso de que la regeneración no se realice de forma adecuada, se reduce
considerablemente el ciclo y puede aparecer boro en el agua tratada antes de lo
esperado.
5

27. 6

28. 2. INTRODUCCIÓN
7

29. 8

30. 2. Introducción
En el año 2003 entró en vigor, en el estado español, el Real Decreto 140/2003 de
7 de febrero por el que se establecen los criterios sanitarios de la calidad del agua de
consumo humano. Incorporándose, de esta manera, al ordenamiento jurídico español los
requisitos establecidos en la Directiva 98/83/CE. En esta normativa, se incluye como
parámetro de control la concentración de boro, fijándose, como concentración máxima
para este parámetro, en aguas de consumo humano, 1 mg/L. Las recomendaciones de la
OMS establecen actualmente como límite aconsejable 0,5 mg/L. Por otra parte, la
presencia de concentraciones de boro superiores a 1 mg/L en aguas de regadío puede
perjudicar a un amplio grupo de cultivos sensibles a este elemento.
El agua procedente de la desalación de agua de mar mediante ósmosis inversa,
presenta una elevada concentración de boro. Las aguas de mar contienen cantidades de
boro que rondan los 4 mg/L. Una vez llevada a cabo la desalación mediante ósmosis
inversa estos valores se reducen a 0,8 mg/L – 1,5 mg/L, dependiendo de las condiciones
de trabajo y de las membranas empleadas en el proceso.
El rechazo de boro por parte de las membranas de ósmosis inversa se produce en
unos porcentajes notablemente inferiores a la de otras especies disueltas en el agua. El
motivo, por el que el boro es rechazado en tan baja proporción por las membranas, es
que en las aguas naturales se encuentra en forma de ácido bórico y al tener hidrógenos
ácidos y no tener carga es capaz de formar enlaces con los grupos activos de las
membranas mediante puentes de hidrógeno.
El empleo de aguas desaladas para abastecimiento o para regadío de plantas
sensibles al boro ha supuesto un cambio en el planteamiento del proceso de desalación,
buscándose las posibles alternativas que permitan la reducción de este elemento de la
forma más adecuada. Es necesario, por tanto, un tratamiento adicional para las aguas
desaladas.
9

31. 2. Introducción
Los métodos más empleados y estudiados para la eliminación de boro son la
ósmosis inversa y el intercambio iónico. No obstante, existen otros procedimientos que
están siendo estudiados con este fin: procesos de membranas (ultrafiltración y
electrodiálisis) y procesos de adsorción (con compuestos de hidrocalcita, con
compuestos de carbón y con cenizas volantes).
10

32. 2. Introducción
2.1 LA QUÍMICA DEL BORO
El boro es un elemento químico que pertenece al grupo IIIa del sistema
periódico, junto al aluminio, galio, indio y talio. Su número atómico es 5 y su peso
atómico relativo 10,81. No se encuentra en forma elemental en la naturaleza. Presenta
una química compleja, más similar a la del silicio (grupo IV) que a la del resto de los
elementos de su grupo.
11 10
En la naturaleza existen dos isótopos estables del boro: el B y el B. El
primero se encuentra en un porcentaje del 80,18% mientras que el segundo en un
19,82% (IUPAC, 1998).
El boro se encuentra presente en la naturaleza, principalmente, en forma de
boratos. Está ampliamente distribuido, tanto en el medio acuático como en el medio
terrestre. La concentración en la que se puede encontrar es muy variada, oscilando
desde los 10 mg/kg en la corteza terrestre hasta los 4,5 mg/kg en los océanos y no
superando, normalmente, los 7 mg/L (WHO, 2004) en las aguas continentales.
Los boratos también están presentes en productos y minerales comerciales como
se detalla en la tabla 2.1.
11

33. 2. Introducción
Tabla 2.1. Productos de boro de mayor a menor uso (WHO, 2004).
Substancia Formula Nº CAS
Bórax pentahidratado Na2[B4O5(OH)4]·3H2O
12179-04-3
(tetraborato pentahidratado disódico) (Na2B4O7·5H2O)
Bórax Na2[B4O5(OH)4]·8H2O
1303-96-4
(tetraborato decahidratado disódico) (Na2B4O7·10H2O)
NaCa[B5O6(OH)6]·5H2O
Ulexita 1319-33-1
(Na2O·2CaO·5B2O3·16H2O)
Ca[B3O4(OH)3]·H2O
Colemanita 1318-33-8
(2CaO·5B2O3·5H2O)
Na2[B2O4(OH)4]·6H2O
Perborato sódico tetrahidratado 10486-00-7
(NaBO3 ·4H2O)
Na2[B2O4(OH)4]
Perborato sódico monohidratado 10332-33-9
(NaBO3 ·H2O)
B(OH)3
Ácido bórico 10043-35-3
(H3BO3)
Bórax anhídrido
Na2B4O7 (amorfo) 1330-43-4
(tetraborato de disodio)
Óxido bórico B2O3 (amorfo) 1303-86-2
Boro B 7440-42-8
Las principales aplicaciones del borato son la elaboración y preparación de: fibra
de vidrio de calidad de aislamiento y textil, productos para lavado (perborato sódico),
vidrio de borosilicato, pirorretardantes, fertilizantes y herbicidas agrícolas.
El boro entra en contacto con el medio ambiente a través de dos vías:
• Natural
a. Atmósfera. El boro puede entrar en contacto con el
medioambiente en forma de partículas, a través de la
12

34. 2. Introducción
meteorización de las rocas o de vapor, por la volatilización del
agua de mar y la actividad volcánica.
b. Medio acuático y terrestre. La incorporación del boro se produce
fundamentalmente por meteorización.
• Antropogénica: La emisiones debidas al hombre son mucho menos
significativas que las naturales.
a. Atmósfera. Las emisiones a la atmósfera son debidas a las
operaciones de extracción, de fabricación de vidrio y cerámica, a
la quema de productos agrícolas y basuras, tratados o con restos
de productos de boro y a las centrales eléctricas de carbón y
petróleo.
b. Medio acuático y terrestre. La incorporación se produce por la
utilización de boratos/perboratos en la limpieza de los hogares e
industrias (a través de las aguas residuales generadas) y lixiviados
procedentes del tratamiento de papel y madera.
El boro es absorbido por las partículas del suelo, dependiendo de las
características del mismo: pH, salinidad, contenido en materia orgánica, arcilla, óxidos
de hierro y de aluminio.
La concentración de boro en los océanos se sitúa en torno a los 4,5 mg/kg. En las
aguas continentales superficiales depende de factores como la naturaleza geoquímica de
la superficie de drenaje, la proximidad a regiones costeras y de la incorporación de
vertidos de efluentes industriales y urbanos. Las concentraciones medias en las aguas de
Europa, Pakistán, Rusia y Turquía suelen ser inferiores a 0,6 mg/L. Las concentraciones
de boro en el agua de Japón, Sudáfrica y América del sur están por lo general por
debajo de 0,3 mg/L. En las aguas de América del Norte son normalmente menores de
0,1 mg/L, alcanzando concentraciones de 0,4 mg/L en muchos casos (WHO, 2004).
13

35. 2. Introducción
El boro presente en el agua se encuentra, de forma natural, como ácido bórico
[B(OH)3] e ión borato[B(OH)4-], formando un equilibrio, en el que la especie
predominante es el ácido bórico, con independencia de que la fuente de boro sea el
ácido bórico o uno de los boratos. Esto es debido a que el ácido bórico es un ácido muy
débil con una constante de disociación, pKa, de 9,15. A pH superiores a 10, el anión
metaborato [B(OH)4-] comienza a ser la especie dominante.
Los iones boratos presentes en el agua están básicamente en un estado
totalmente oxidado, no siendo probable que se produzcan procesos de
biotransformación.
Las concentraciones de boro en el aire oscilan entre <0,5 ng/m3 y 80 ng/m3, con
un promedio, en todos los continentes, de 20 ng/m3.
2.1.1. Boro presente en el agua
Como ya se ha comentado, el boro en un medio natural acuoso se encuentra
predominantemente en forma de ácido bórico [B(OH)3]. Éste se comporta como un
ácido de Lewis. El ión hidróxido reacciona con el ión hidrógeno con una constante de
disociación, pKa, de 9,15. El ácido bórico actúa como tal mediante la aceptación de un
par de electrones de un ión OH- entrante más que por transferencia de un protón al
hidróxido (figura 2. 1). En esta reacción el boro pasa de hibridación sp2 a sp3 en el
producto final.
14

36. 2. Introducción
Figura 2.1. Comportamiento del ácido bórico como ácido de Lewis (Malavé, 2005).
El boro presente en los océanos contribuye al balance alcalino del mismo,
modificando las propiedades del agua de mar. El borato (B(OH)-4) representa sólo un
5% de la alcalinidad total de un agua de mar a pH 8,2, pero los compuestos de boro se
deben tener en cuenta en el cálculo cuantitativo de la alcalinidad (Zeebe y col., 2001).
El equilibrio ácido bórico-borato afecta a las propiedades físicas del agua de mar. Se
han realizado estudios en los que se comprueba la relación entre la absorción del sonido
en el océano a una frecuencia del rango de 1 kHz con el equilibrio químico entre el
ácido bórico y el borato (Mallo y col., 1984).
La disociación del ácido bórico, comportándose como ácido de Lewis, se lleva a
cabo de acuerdo a las siguientes reacciones:
H 3 BO3 ↔ H 2 BO3− + H + pKa~9.15 (2.1)
H 2 BO3− ↔ HBO32− + H + pKa~12.74 (2.2)
HBO32− ↔ BO3 − + H +
3
pKa~13.8 (2.3)
En la figura 2.2 se muestra la distribución de las diferentes especies de boro en
función del pH.
15

37. 2. Introducción
pH
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
0,00
-1,00
-2,00
-3,00 log[HHHAc] ]
log [H3BO3
log[HHAc] 3-]
log [H2BO
-4,00 log[HAc] 2-]
log [HBO 3
log C
log[Ac] 33-]
log [BO
-5,00
-6,00
-7,00
-8,00
-9,00
-10,00
Figura 2.2. Distribución de los diferentes compuestos de boro (Rodríguez y col., 2001).
Al pH en el que se suelen encontrar, tanto el agua de mar como las aguas
naturales, la concentración de HBO32- y de BO33- es despreciable.
Si la concentración de boro en agua es elevada (superior a 0,025 mol/L), dentro
del rango de pH de 6 a 11 se encontrarán formas más complejas poliméricas
[B3O3(OH)4-, B4O5(OH)42-, B5O6(OH)4-, B3O3(OH)4-]. No obstante, la concentración de
estas especies será lo suficientemente baja (en torno a 0,00042 mol/L) como para poder
ser despreciadas (Su y col., 1995).
Como ya se ha comentado, en medio acuoso, la disociación del ácido bórico se
lleva a cabo, realmente, formándose el ión borato en su forma tetraédrica. La presencia
de grupos hidroxilo (OH-) favorece la formación del mismo. La reacción (2.1) se
reescribiría como se muestra a continuación, produciéndose al mismo tiempo la
reacción (2.4).
16

38. 2. Introducción
B (OH ) 3 + H 2 O ↔ B(OH ) 4 + H +
−
con pKa ~ 9,15 (2.1)
B (OH ) 3 + OH − ↔ B(OH ) −
4 con pKb ~ 4,8 (2.4)
Tanto pKa como pKb no son constantes (Hyung y col., 2006), varían en función
de la temperatura y de la fuerza iónica de la disolución (Bartels y col., 2005). pKa
presenta valores entre 8,7 – 9,7 dentro de un intervalo de temperaturas entre 10 y 45ºC.
Por su parte pKb oscila entre 5,2 y 4,4 dentro del mismo rango de temperaturas (Busch y
col., 2003).
La concentración total de boro se puede resumir, de forma simple, como la suma
de las dos especies.
[B]t = [B]B (OH ) + [B]B (OH )
3
−
4
(2.5)
El resto de las posibles especies se presentarían en concentraciones lo
suficientemente bajas como para ser despreciadas.
La figura 2.3. muestra el porcentaje de boro en forma de ácido bórico en función
del pH.
100,0
90,0
80,0
70,0
60,0
50,0
%
40,0
30,0
20,0
10,0
0,0
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
pH
Figura 2.3. Porcentaje de ácido bórico en función del pH (Rodríguez y col., 2001).
17

39. 2. Introducción
2.1.2. Toxicidad del boro en los seres vivos
Se ha calculado que la ingesta de boro diaria del ser humano ronda los 0,44
µg/día a partir del aire, entre 0,2-0,6 mg/día con el agua consumida y alrededor de 1,2
mg/día con la alimentación.
Tanto en los animales como en los seres humanos, el ácido bórico y el borato se
absorben por el tracto gastrointestinal y las vías respiratorias. Se absorbe más del 90%
de la dosis administrada en estos compuestos.
Los estudios de la acumulación del boro en plantas, insectos y peces han puesto
de manifiesto que el boro se bioacumula en las plantas, pero no se bioamplifica en la
cadena alimentaría de los organismos acuáticos.
Son escasos los estudios que se han realizado en el ser humano respecto a los
posibles efectos originados por la exposición a compuestos de boro. Los datos
disponibles indican que la exposición está asociada con efectos irritantes de corta
duración en las vías respiratorias superiores, la nasofaringe y los ojos, pareciendo que
estos efectos son breves y reversibles. En un estudio realizado de larga duración (siete
años) no se consiguió identificar ningún efecto prolongado para la salud (WHO, 1998).
En cuanto a los estudios llevados a cabo con animales de laboratorio, relativos a
los efectos en su desarrollo y reproducción, se ha observado que a medida que aumenta
la concentración de boro se produce una reducción del peso corporal del feto en ratones,
aumento de malformaciones cardiovasculares en conejos, patologías testiculares en
ratas (atrofia testicular y esterilidad). Sin embargo no se han observado pruebas que
permitan definirlo como cancerígeno.
18

40. 2. Introducción
Debido a la falta de datos de los efectos del boro en humanos y a lo
experimentado con animales, no se puede clasificar el boro como cancerígeno para el
ser humano.
En lo que respecta a las plantas, desde los años veinte del pasado siglo, se sabe
que el boro es un micronutriente esencial para las plantas superiores, con diferencias
interespecíficas en cuanto a las concentraciones necesarias para un crecimiento óptimo.
El boro interviene en la división, el metabolismo, la estructura y la función de las
membranas de las células. En forma de borato está presente en las frutas, las nueces y
las hortalizas. La diferencia entre la deficiencia y la absorción excesiva (toxicidad) es
pequeña en las plantas. Se ha observado deficiencia de boro en las plantas terrestres de
muchos países. Es más probable la deficiencia de boro en suelos ácidos de textura ligera
en regiones húmedas, debido a su susceptibilidad de lixiviación. Suele haber excesos de
boro en soluciones de suelo procedentes de depósitos jóvenes, desde el punto de vista
geológico, en suelos áridos, en los derivados de sedimentos marinos y los afectados por
fuentes de contaminación, como los vertidos de centrales termoeléctricas de carbón y de
operaciones de extracción. El agua de riego es una de las principales fuentes de
concentraciones altas de boro que provocan toxicidad en los suelos.
Las diferentes clasificaciones, en cuanto a la tolerancia de las plantas respecto al
boro, distinguen los cultivos en tres clases según la concentración de boro permisible
(tabla 2.2).
19

41. 2. Introducción
Tabla 2.2. Clasificación de cultivos según su tolerancia al boro (Muñoz y col., 2002)
Clasificación Sensible Semitolerante Tolerante
Concentración de boro 0,30-1,00 mg/l 1,00-2,05 mg/l 2,05-4,00 mg/l
Manzano Cebada Espárrago
Cerezo Alfalfa Algodón
Limonero Repollo Pepino
Naranjo Zanahoria Gladiolo
Peral Lechuga Sésamo
Melocotonero Cebolla Tulipán
Pomelo Patata Remolacha
Especies
Aguacate Calabaza Haba
Albaricoquero Espinaca Pasto
Higuera Tabaco Menta
Vid Olivo Centeno
Ciruelo Rosal
Judías Tomate
Trigo
La Organización Mundial de la Salud ha fijado la Ingesta Tolerable (IT) de boro
en 0,4 mg/kg de peso corporal al día. Las recomendaciones que plantea respecto a la
implantación de normativas referentes a la ingesta de boro son:
• Los valores guía del agua y de los alimentos deben basarse en la IT de
0,4 mg/kg de peso corporal al día.
• La IT se debe aplicar considerando que el boro presenta unos efectos
beneficiosos para la salud humana.
• Se deben considerar los efectos beneficiosos del boro como
micronutriente para las plantas superiores.
• Se deben evitar complementos alimenticios que superen la IT.
Para las aguas de consumo humano, la Organización Mundial de la Salud, ha
establecido como límite 0,5 mg/L de Boro.
20

42. 2. Introducción
2.2. SITUACIÓN DE LA DESALACIÓN EN EL MUNDO
Las grandes instalaciones de desalación se comenzaron a construir en el siglo
XX, a principios de los años 60, con una evolución de crecimiento constante.
Se pudo observar que el crecimiento inicial se realizó a un ritmo moderado hasta
que, en el periodo comprendido entre 1974 y 1984, se produjo un considerable auge. A
partir de aquí se produce una ligera ralentización hasta los años 90, en los que se
produce un nuevo crecimiento (figura 2.4).
A finales de 1991 la capacidad mundial instalada de desalación era de 15,58
millones de m3/día, repartidos en 8.886 plantas, de acuerdo al informe 1992 IDA
Worlwide Desalting Plants Inventory de la Asociación Internacional de Desalación. En
la figura 2.4 se muestra la capacidad instalada hasta 2007 y la predicción para 2015, que
puede llegar a alcanzar los 95 hm3/día.
100
90
80
70
60
hm /día
50
3
40
30
20
10
0
1970 1975 1980 1985 1990 1995 2000 2005 2010 2015 2020
Año
Figura 2.4 Evolución de la capacidad instalada de desalación a escala mundial.
21

43. 2. Introducción
De acuerdo con la información recogida en la edición 2008-2009 del
Desalination Yearbook elaborado por la asociación Internacional de Desalación (IDA),
la capacidad global contratada creció un 43% en 2007 respecto al año anterior,
pasándose de los 4,7 a los 6,8 millones de m3/día. Esta tendencia de crecimiento ha
continuado durante el año 2008.
A fecha de 20 de junio de 2008, la capacidad total contratada acumulada de
plantas desaladoras en todo el mundo se situó en 62,8 millones de m3/día.
Un 62% del agua total desalada corresponde a agua de mar, mientras que un
19% lo es de agua salobre. El tratamiento de aguas residuales asciende ya al 5%. El
resto de las aguas desaladas corresponden a agua pura o de ríos (6% y 8%)
respectivamente (figura 2.5).
Aguas de Ríos
4.883.413 m3/d
Agua Pura 8%
3.610.598 m3/d
6%
Aguas Salobres
12.227.673 m3/d
19%
Agua de Mar
39.005.669 m3/d
62%
Aguas
Residuales
3.239.241 m3/d
5%
Figura 2.5. Distribución del agua desalada a nivel mundial según la procedencia del agua de
alimento.
En la figura 2.6 se muestra la distribución de la producción de agua en función
de la tecnología empleada. La más utilizada hoy en día en desalación, es la ósmosis
inversa, con el 59% de la capacidad total instalada, seguida de la evaporación
multietapa (MSF) con un 27%, la evaporación multiefecto (MED) con el 9% y la
22

44. 2. Introducción
electrodiálisis (ED) con el 4%. El 1% restante correspondería a otros métodos de
desalación (GWI DesalData/IDA, 2009).
otros
ED
901.233 m3/día
2.220.133 m3/día
1%
4%
MED
5.629.368 m3/día
9%
RO
37.066.568 m3/día
59%
MSF
17.300.196 m3/día
27%
Figura 2.6. Desaladoras contratadas según la tecnología empleada. (GWI/DesalData IDA).
Hasta junio de 2008 se han contabilizado un total de 13.869 desaladoras. La
principal aplicación de agua desalada ha sido para el abastecimiento humano, con un
67%, seguido por el uso industrial, 23%. El agua desalada también ha sido empleada en
la industria energética (6%), agricultura (2%) y en la industria turística y militar (1%)
(figura 2.7).
Riego 1.100.066 Militar
m3/d 2% 603.758 m3/d 1%
Industrial
14.314.969 m3/d
23%
Turismo 890.261
m3/d 1%
Energía
3.707.703 m3/d
6% Municipal
42.041.086 m3/d
67%
Figura 2.7. Distribución del uso del agua desalada a nivel mundial.
23

45. 2. Introducción
La tendencia actual es a la construcción de desaladoras cada vez de mayor
envergadura. La mayor planta desaladora se encuentra en los Emiratos Árabes Unidos y
tiene una capacidad de producción de 456.000 m3/día. Pero en la actualidad se están
construyendo 5 plantas cuya capacidad de producción supera los 500.000 m3/día en
Oriente Medio, siendo la más grande de 880.000 m3/día. Por su parte, en California
(Estados Unidos) se está construyendo una planta cuya capacidad de operación será de
189.300 m3/día.
En la actualidad más de 150 países utilizan la desalación. En la tabla 2.3 se
muestran los 10 países de mayor producción de agua desalada, que entre todos suman el
71 % de la producción mundial.
Tabla 2.3. 10 países de mayor producción de agua desalada (GWI DesalData/IDA).
% respecto a la
Capacidad de
País capacidad total
producción (m3/día)
mundial
Arabia Saudí 10.759.693 17 %
Emiratos Árabes 8.428.256 13,4 %
Unidos
Estados Unidos 8.133.415 13 %
España 5.249.536 8%
Kuwait 2.876.625 5%
Argelia 2.675.985 4%
China 2.259.741 4%
Quatar 1.712.886 3%
Japón 1.493.158 3%
Australia 1.184.812 2%
Las primeras plantas de desalación de agua de mar aparecen en España en Ceuta
y Melilla en el año 1966, con una capacidad de 4.000 y 143 m3/día respectivamente. En
la década de los 60 comienzan a instalarse plantas en las islas Canarias, continuando
24

46. 2. Introducción
con un crecimiento regular de las capacidades instaladas a lo largo de los años 80 y una
importante aceleración en los 90 (Gaite y Avilés, 1996).
En los últimos años, España ha sufrido una fuerte sequía acusada
fundamentalmente en Andalucía, Levante y las Islas Baleares. Por este motivo se han
construido numerosas plantas desaladoras. En la figura 2.8 se muestra la evolución de la
capacidad instalada así como el uso que se le da al agua desalada.
Capacidad instalada en España
1200
Producción tota l insta lada
Uso Urbano Programa
1000 Uso a grícola AGUA
Uso industrial
800
hm /año
600
3
400
200
0
1975 1980 1985 1990 1995 2000 2005 2010
Año
Figura 2.8. Capacidad instalada en España.
Tradicionalmente, la comunidad con más agua desalada correspondía a las Islas
Canarias, pero en la actualidad su capacidad de producción se ha visto superada por
Andalucía, Comunidad Valenciana y la Región de Murcia. En la tabla 2.4 se muestra los
datos relativos a la capacidad de producción actual y en construcción en las diferentes
comunidades.
25

47. 2. Introducción
Tabla 2.4. Capacidad de producción en España (ATTA/AEDyR).
Capacidad de producción Capacidad en
Comunidad 3
Total
actual (m /día) construcción
Comunidad Valenciana 172.000 439.000 611.000
Región de Murcia 306.000 190.000 496.000
Andalucía 470.000 21.000 491.000
Islas Canarias 323.000 26.000 349.000
Cataluña 28.800 228.800 256.000
Islas Baleares 98.000 53.000 151.000
Ceuta y melilla 40.000 8.800 48.800
La mayor parte del agua que se desala en España procede del mar. El uso como
agua potable supone el 59%, frente al 22% de uso agrícola y el 19% que consume la
industria.
En el año 2003 entró en vigor, en el estado español, el Real Decreto 140/2003 de
7 de febrero por el que se establecen los criterios sanitarios de la calidad del agua de
consumo humano. Incorporándose, de esta manera, al ordenamiento jurídico español los
requisitos establecidos en la Directiva 98/83/CE.
En esta normativa, a diferencia de la anterior, se incluye como parámetro de
control la concentración de boro, fijándose como límite máximo para las aguas de
consumo humano 1 mg/L. Las recomendaciones de la OMS establecen como límite
aconsejable 0,5 mg/L (World Health Organization, 2004).
El agua procedente de la desalación de agua de mar mediante ósmosis inversa,
presenta una elevada concentración de boro (0,8 mg/L – 1,5 mg/L). Las aguas obtenidas
a partir de aguas salobres continentales también pueden presentar, en algunos casos,
concentraciones similares.
El incremento que ha experimentado el aporte de aguas procedentes de la
desalación, tanto para el abastecimiento humano como el regadío de plantas sensibles al
26

48. 2. Introducción
boro, ha supuesto un cambio en el planteamiento del proceso de desalación. Para ajustar
la concentración de boro a los criterios de calidad establecidos en la normativa
española, éstas deben ser sometidas a un segundo tratamiento.
27

49. 28

50. 2. Introducción
2.3. TÉCNICAS APLICADAS A LA DESALACIÓN
La Desalación es un proceso mediante el cual se obtiene agua dulce a partir de
agua salobre. Dentro de los diferentes procesos de desalación que existen se pueden
realizar varias clasificaciones, atendiendo a diversos criterios. El más utilizado, para
clasificar las técnicas de desalación, distingue el modo de separar las sales del agua. De
este modo, los métodos de desalinización pueden dividirse en dos grupos:
- Procedimientos que separan el agua.
- Procedimientos que separan las sales.
En el primer caso, a partir de agua salobre o de mar se va obteniendo agua pura,
mientras que en el equipo va quedando una salmuera que se concentra progresivamente
en sales. En el segundo caso, son las sales las que se extraen del equipo, de forma que el
agua se va desalinizando progresivamente. La figura 2.9 muestra un esquema de la
clasificación según este último criterio:
Ósmosis inversa
Destilacion Múltiple Efecto
Destilación Subita Multietapa
Evaporación Compresión de Vapor
PROCEDIMIENTOS QUE Destilación Solar
SEPARAN EL AGUA Otros
Congelación
TÉCNICAS
DE Extracción con disolvente
DESALACIÓN
Electodiálisis
PROCEDIMIENTOS QUE Cambio Iónico
SEPARAN LAS SALES
Depuración Quimica (precipitación)
Adsorción
Figura 2.9. Clasificación de las técnicas de desalación.
29

51. 2. Introducción
Los procedimientos más utilizados son la evaporación, ósmosis inversa y
electrodiálisis, utilizándose unas u otras en función del agua a tratar (figura 2.10)
(Frenkel y Gouri, 1994, Leitner y col., 1995).
Evaporación
Agua de mar
Ósmosis inversa
Agua salobre, de río y residual
Electodiálisis
Figura 2.10. Técnicas de desalación más utilizadas.
2.3.1. Procesos de evaporación (destilación o procesos térmicos)
En un principio eran los procesos más empleados, fundamentalmente en las
grandes instalaciones, cuyo volumen de agua tratada era elevado. Pero debido a los altos
consumos energéticos se están viendo desplazados por los procesos de membranas, que
presentan menor consumo energético. En la actualidad se emplean, sobretodo, en zonas
en la que la escasez de agua es elevada, pero se dispone de recursos energéticos.
Este método imita el ciclo natural del agua. La solución salada es calentada,
evaporándose y concentrándose en la atmósfera.
En estos procesos el agua es evaporada, de forma controlada, dentro de un
recinto cerrado. El agua evaporada es recogida y concentrada. El proceso se lleva a cabo
controlando la presión y la temperatura.
30

52. 2. Introducción
La concentración de sales del agua producto es muy baja del orden de 10 a 15
mg/L.
El principal inconveniente que presenta este proceso es el elevado consumo
energético. Al requerirse un cambio de estado (el agua pasa de estado líquido a gaseoso)
se precisa una cantidad de energía elevada. Esto se traduce en un encarecimiento
notable del proceso. Las mejoras técnicas están encaminadas a reducir dicho consumo
energético, controlando, como ya se ha mencionado, la temperatura y la presión de
trabajo a la que se lleva a cabo la evaporación.
Otro factor que se debe controlar es la posibilidad de que se produzcan
incrustaciones. Al evaporarse el agua, aumenta la concentración de sales pudiéndose
producir la precipitación de las mismas.
Por otra parte, la temperatura, que es un factor que influye en el proceso de
precipitación, debe ser tenida en cuenta. Algunas sales son más solubles al aumentar la
temperatura del agua, pero otras, en cambio, son menos solubles, como es el caso de los
carbonatos. Los sulfatos comienzan a precipitar a 95ºC. Las incrustaciones crean
problemas térmicos y mecánicos, que una vez producidos son difíciles de eliminar. Por
este motivo se debe controlar la temperatura de trabajo, optimizando el proceso.
Los procesos de evaporación más empleados son:
MSF Evaporación súbita multietapa
MED Destilación múltiple efecto
CV Compresión de vapor
DS destilación solar
Los procesos de destilación se emplean fundamentalmente cuando se trabaja con
grandes volúmenes de agua y cuando se trata agua de mar, ya que el coste energético
para llevarla a ebullición va a tener una mínima variación con la salinidad del agua y
por tanto el coste es similar si se trata de agua de mar o agua salobre.
31

53. 2. Introducción
De forma general se pueden establecer las siguientes características para los
procesos de destilación (Medina, 1990):
- Requieren un elevado consumo energético para producir el cambio de fase.
- Requieren una elevada inversión inicial.
- Precisan de una extensión de terreno importante.
- Su eficacia es baja.
- Su coste de explotación no depende de la salinidad del agua.
-Se necesita una fuente de vapor que, según los casos, puede o no ser
independiente del proceso.
- La concentración de sales del producto es muy baja.
- Puede acoplarse a una central eléctrica productora de energía.
2.3.1.1. Evaporación súbita multietapa
En la evaporación súbita multietapa, la corriente salina es sometida a una
temperatura superior a la de ebullición, para la presión a la que se encuentra el
evaporador, de forma que se provoca la ebullición de la masa de agua de forma súbita.
El vapor se condensa en las paredes de un serpentín por el que circula el agua salada de
alimento.
El agua es sometida al siguiente proceso:
a) El agua entra por un haz de tubos que pasan por las cámaras de vapor en donde
se calienta.
b) A continuación pasa a un calentador, formado por un conjunto de tubos
calentados externamente con vapor, en los que el agua salada se lleva a 100ºC,
manteniendo la presión por encima de 1 atmósfera, para que no se produzca la
evaporación.
c) Una vez calentada, el agua pasa a una cámara en la que se evapora de forma
súbita por encontrar una presión inferior.
32

54. 2. Introducción
d) El agua evaporada asciende, encontrándose con los tubos por los que circula el
agua de alimento produciéndose un intercambio de calor. El agua evaporada se
condensa al enfriarse y el alimento se calienta.
e) El agua condensada es recogida en una parte intermedia.
f) Por su parte, la salmuera caliente que no se ha evaporado pasa a una siguiente
cámara en la que se produce de nuevo una evaporación súbita al encontrarse con
una presión menor.
De esta forma en cada cámara se tiene una presión y temperatura de evaporación
diferente, siendo ambas cada vez menores.
En este tipo de plantas se instalan de 4 a 40 cámaras y se trabaja con
temperaturas entre 90 y 120ºC. La figura 2.11 muestra el diagrama de evaporación
súbita multietapa.
Salmuera
Agua dulce
Figura 2.11. Evaporación súbita multietapa (P1<P2<P3).
33

55. 2. Introducción
2.3.1.2. Destilación múltiple efecto
En la destilación de múltiple efecto se colocan varios evaporadores
(denominados efectos) en serie, de forma que cada evaporador trabaja a una presión y
temperatura inferior al anterior. Como el punto de ebullición disminuye al hacerlo la
presión, se puede utilizar el vapor generado en un efecto para calentar el siguiente, al
mismo tiempo que el vapor se condensa.
El agua de mar es sometida al siguiente proceso:
a) Se introduce el agua en una cámara o efecto a través de un pulverizador.
b) Al caer entra en contacto con un tubo, por el que circula vapor de agua calentada
en una caldera (para el primer efecto), produciéndose un intercambio de calor
que favorece que se produzca la evaporación.
c) El vapor generado pasa a un serpentín que se introduce en el segundo efecto,
actuando en el intercambio de calor (obteniendo el mismo efecto que produce en
el paso anterior el agua calentada por una caldera).
d) Por su parte, el agua que no se evapora en el primer efecto es recogida en la
parte inferior, introduciéndose, a su vez, a través de un pulverizador en el
segundo efecto.
En este proceso igual que en el de MSF, cada cámara tiene una presión y
temperatura siendo ambas cada vez inferiores.
Normalmente cuentan con una cantidad de efectos que oscila entre 8 y 16.
Suelen operar a temperaturas máximas de unos 70ºC (son inferiores a las empleadas en
MSF).
Las ventajas de estos procesos frente a otros de destilación son:
- Trabajar a menor temperatura, con lo que los riesgos de corrosión y
precipitación son menores.
34

56. 2. Introducción
- Como consecuencia de lo anterior y de que la potencia de bombeo es menor, el
consumo energético se reduce.
- Al trabajar a menores temperaturas y presiones se pueden emplear materiales
de trabajo y de construcción más baratos, por lo que se reducen los costes de
implantación.
La figura 2.12 muestra el diagrama de un proceso de evaporación de múltiple
efecto.
Figura 2.12. Evaporación de múltiple efecto (P1 > P2 > P3).
2.3.1.3. Destilación por compresión de vapor
La destilación por compresión de vapor es el proceso más rentable desde el
punto de vista económico. Pero se suele reservar para instalaciones de tamaño medio o
pequeño y no para grandes producciones.
El proceso que se realiza es muy similar a las MED:
a) El agua se precalienta con intercambiadores de calor.
35

57. 2. Introducción
b) A continuación es introducida en una cámara (evaporador), donde es
pulverizada.
c) Al entrar en contacto con un serpentín (por el que circula vapor comprimido),
que actúa como intercambiador de calor, se evapora.
d) El vapor formado se introduce en un tubo que va al compresor (donde es
comprimido) y pasa a la cámara de evaporación, dentro del tubo, produciendo
intercambio de calor (se aprovecha así el calor del agua producto).
e) En el tubo anterior se condensa, obteniéndose el agua producto.
f) El agua que no es evaporada se recoge y se recircula, en parte, mediante un
grupo de bombeo, entrando de nuevo en la cámara de evaporación.
Este tipo de instalaciones se construyen en módulos que son capaces de producir
entre 400 y 1.500 m3/día. Si se desea producir cantidades mayores se deben instalar
elementos sucesivos.
Igual que en los casos anteriores se trabaja a bajas presiones para reducir la
temperatura de trabajo. La figura 2.13 muestra el diagrama del proceso de compresión
de vapor.
Figura 2.13. Evaporación por compresión de vapor.
36

58. 2. Introducción
2.3.1.4. Destilación solar
Éste es otro tipo de destilación, que aprovecha la energía solar de forma directa.
El agua es introducida en una balsa, cubierta con materiales transparentes y se calienta
de forma natural mediante energía solar. Una vez evaporada sube hacia la cubierta y al
contacto con ésta se condensa y es recogida.
Este tipo de desalación no presenta costes energéticos pero su productividad es
muy baja (2 a 4 L/m2día). Por otra parte, presenta numerosos inconvenientes:
- No se puede utilizar para grandes producciones de agua por su baja
productividad.
- Se requieren grandes superficies de terreno, encareciendo notablemente los
costes de instalación y haciéndola inviable en muchos casos.
- Los costes de mantenimiento son elevados, ya que se requiere mantener en
muy buenas condiciones las cubierta. El ensuciamiento de la misma reduce la
productividad, al impedir la entrada de la energía solar.
2.3.2 Procesos de membranas
Los procesos de membranas son aquellos en los que la separación entra las sales
y el agua se lleva a cabo sirviéndose de unas membranas que actúan de forma selectiva
respecto al agua y las sales. En estos procesos no se requiere un cambio de estado como
en el caso de la destilación.
Existen diferentes procesos de membranas, pero los empleados para la
producción de agua dulce a partir de agua de mar o agua salobre son los procesos de
ósmosis inversa y de electrodiálisis. En el primero de ellos se separa el agua de las sales
mientras que en el segundo se separan las sales del agua.
37

59. 2. Introducción
2.3.2.1. Electrodiálisis
La electrodiálisis es un proceso de separación electroquímico mediante
membranas, de especies cargadas iónicamente. Los iones son transferidos a través de las
membranas de intercambio iónico por medio de una tensión o corriente eléctrica
continua (AWWA, 2002).
En una celda electrolítica simple, los iones cargados negativamente se dirigen
hacia el electrodo cargado positivamente (ánodo) y los cargados positivamente se
dirigen hacia el electrodo cargado negativamente (cátodo). Una celda básica de
electrodiálisis está formada por membranas permeables a los aniones y por membranas
permeables a los cationes, dispuestas de forma alterna, que dan una base para la
separación de iones bajo tensión continua. Un par de celdas es el elemento básico para
construir una pila de membranas de electrodiálisis. Está formado por dos membranas
del mismo tipo y en medio una diferente (como por ejemplo catiónica-aniónica-
catiónica) entre un par de electrodos, como se muestra en la figura 2.14.
Figura 2.14. Diagrama simplificado de una celda de electrodiálisis (AWWA, 2002).
En la figura 2.14 se observa como los iones cloruro pasan por la membrana de
transferencia aniónica mientras que los iones de sodio pasan por la membrana de
transferencia catiónica. De esta forma, tanto los iones de sodio como los de cloro
quedan atrapados en el canal de concentrado ya que no pueden atravesar la siguiente
membrana. Se produce de esta forma una corriente desmineralizada y otra corriente de
concentrado.
38

60. 2. Introducción
Una pila o batería de membranas está constituida por cientos de pares de
membranas ensambladas en paralelo entre dos electrodos. Se colocan las membranas de
forma alternativa formando un paquete y se introduce el agua a través de ellas. A
continuación se establece una diferencia de carga que produce el desplazamiento de los
iones atravesando la membrana permeable a los mismos. De esta forma se obtienen
unos canales con agua exenta de la mayor parte de las sales y otros canales
concentrados. La figura 2.15 muestra un diagrama de electrodiálisis estándar que
incluye recirculación de salmuera.
Alimentación Agua dulce
Ánodo (+)
+
C
+ + -
-
- +
A
+ -
C
+ - + -
- +
A
-
+
C
+ - +
- + -
A
+ -
C
Cátodo (-)
Recirculación Salmuera
Figura 2.15. Batería de electrodiálisis con recirculación.
Los procesos de electrodiálisis requieren la adición de un ácido y/o
antiincrustante para evitar la precipitación de sales. Para mantener el rendimiento del
proceso se requiere realizar limpiezas periódicas, que eliminen la materia depositada en
la superficie de la membrana. Para favorecer este proceso se emplea la electrodiálisis
reversible, EDR.
39

61. 2. Introducción
La EDR opera sobre los mismos principios básicos que la electrodiálisis estándar
(AWWARF, 1998). En este caso, sin embargo, la polaridad de los electrodos se invierte
periódicamente (3 a 4 veces por hora), intercambiándose también las salidas del
acumulador (del agua producto y del concentrado). De esta forma, los iones son
transferidos en direcciones opuestas a través de las membranas, como se observa en la
figura 2.16 para una celda básica de electrodiálisis entre las situaciones A y B.
Alimentación
+ + +
Cátodo - - + Ánodo
-
Agua dulce
Salmuera
A
Cambio de polaridad
Alimentación
+ +
+
Cátodo + - - Ánodo
-
Salmuera
Agua dulce B
Figura 2.16. Electrodiálisis reversible.
La electrodiálisis reversible presenta como ventajas la reducción del potencial de
incrustación, rompe la incrustación reciente, reduce el crecimiento microbiológico sobre
la superficie de la membrana, disminuye la frecuencia de las limpiezas de membrana y
permite limpiar los electrodos con el ácido formado durante la operación anódica.
40

62. 2. Introducción
Como se esquematizó en la figura 2.15, el diseño de los proceso de
electrodiálisis se suele llevar a cabo recirculando parte de la salmuera. De esta forma se
aumenta la recuperación del proceso, se reduce el caudal de rechazo, se reduce el
pretratamiento y se maximiza la concentración de sales. El caudal recirculado viene
limitado por la posibilidad de que se produzca precipitación de sales.
Las membranas de intercambio iónico tienen una estructura de soporte
polimérica, con sitios o lugares fijos y pasos de agua que rechazan los iones comunes y
dejan pasar los contraiones a través de ella. Las membranas de intercambio iónico
deben ser esencialmente impermeables al agua e insolubles en ella, presentar una
elevada conductividad eléctrica y una alta permeselectividad iónica. Deben presentar
una buena estabilidad química y ser resistentes a pH entre 1 y 12 (durante el proceso) y
estables a temperaturas superiores a 45ºC. Deben ser resistentes al cloro y a la presencia
de compuestos orgánicos.
La membrana aniónica está compuesta de una resina aniónica fundida con una
carga negativa, fijada en forma de lámina. La carga fijada negativa ayuda a los cationes
a pasar, evitando el paso de los aniones. Por su parte, la membrana catiónica tiene una
carga fijada positiva que repele a los cationes, al tiempo que deja pasar a los aniones
(figura 2.17).
Figura 2.17. Membranas de intercambio catiónico y aniónico (AWWA, 2002).
Las membranas aniónicas presentan como grupo activo derivados de amonio
cuaternario. Están formados por copolímeros de etileno-divinilbenceno amonio
cuaternario. Son más susceptibles al ensuciamiento coloidal, debido a la carga
superficial y muestran una baja resistencia química.
41

63. 2. Introducción
Las membranas catiónicas presentan en su estructura grupos sulfonatos. Están
formados por copolímeros de etileno-divinilbenceno sulfonado. Muestran una gran
afinidad por el agua, son menos susceptibles al ensuciamiento coloidal y ofrecen una
resistencia química mayor que las aniónicas.
Entre las membranas se coloca un espaciador o separador. La solución fluye por
el espaciador, que favorece el régimen turbulento y reduce la polarización en la
superficie de la membrana.
El campo de aplicación de la electrodiálisis dentro de los procesos de
tratamiento de agua está fundamentalmente en las aguas salobres con contenidos de
sólidos totales disueltos menores de 15.000 mg/L La electrodiálisis resulta muy
competitiva frente a la ósmosis inversa para concentraciones de TDS inferiores a 5.000
mg/L (AWWARF, 1998).
2.3.2.2. Ósmosis inversa
La ósmosis inversa es un proceso de desalación en el que se separa el agua de las
sales mediante la utilización de membranas selectivas, que son permeables al agua y
prácticamente impermeables a las sales disueltas en ellas (membranas semipermeables).
Se utilizan para cualquier volumen de agua tratada, independientemente de la
salinidad del agua de alimento. Resulta un proceso competitivo frente a la desalación
por evaporación con agua de mar y competitivo con la electrodiálisis a bajas
salinidades.
El proceso consiste en introducir el agua salobre y hacerla pasar a través de una
membrana permeable al agua pero que impide el paso de las sales.
42

64. 2. Introducción
Debido a que no se requiere un cambio de fase el consumo energético es menor
que en otros procesos y por otra parte las conversiones que se obtienen son elevadas.
En rasgos generales, sus características más importantes son las siguientes
(Medina, 1999):
- Menor consumo energético.
- Se pueden utilizar independientemente de la calidad del agua de alimento.
- La inversión inicial depende de la calidad del agua a tratar pero, generalmente,
es inferior a otros sistemas.
- Precisa pretratamientos físico-químicos exhaustivos.
- Las extensiones de terreno necesarias son de tipo medio.
- Requiere una fuente de energía exterior.
- Manejo complicado.
2.3.3 Otros procesos de desalación
A continuación se describen otros procesos, que aunque se pueden emplear para
la desalación, no se aplican a nivel industrial.
2.3.3.1 Congelación
Al producirse la congelación del agua las sales quedan excluidas. El proceso
consiste en congelar el agua y lavar la mezcla, separando las sales del hielo formado.
Seguidamente se derrite el hielo, obteniéndose el agua potable.
En teoría, este proceso consume menos energía que los procesos de evaporación
y presenta un menor efecto corrosivo, de incrustaciones y precipitación. Pero en la
práctica es muy difícil la manipulación del hielo y el agua de forma mecánica, por lo
que no se aplica a nivel industrial.
43

65. 2. Introducción
2.3.3.2 Destilación con membranas
Este proceso combina la destilación y el uso de membranas. Consiste en calentar
el agua salina evaporándola, una vez obtenido el vapor se pone en contacto con una
membrana que impide el paso de agua permitiendo sólo el paso del vapor, ya que es
permeable a los gases. A continuación se recoge el producto y se condensa.
Este tipo de proceso requiere una cantidad de espacio y energía considerable.
Por otra parte, al ser un proceso básicamente de evaporación, presenta todas las
desventajas de dichos procesos.
2.3.3.3 Depuración química o precipitación
La precipitación química se lleva a cabo adicionando reactivos químicos que
forman, con las sales del agua, compuestos que pueden ser separados de ella mediante
precipitación.
Los procesos que se emplean más corrientemente en el tratamiento de aguas
están encaminados a la eliminación específica de alguno de sus componentes. En
primera instancia, se emplea fundamentalmente para la eliminación de de los iones Ca2+
y Mg2+ con el fin de reducir la dureza del agua. La eliminación de metales pesados
(cadmio, cobre, cromo, níquel, cinc y hierro), constituiría otro caso de precipitación
química, en el que se formarían hidróxidos metálicos.
No obstante, existen varios procedimientos de depuración química que tratan de
reducir la concentración total de sales. El método más conocido es el del Juen-Ikumo.
Este método comienza tratando el agua de mar con Cl2 y CuSO4 para hacer precipitar la
materia orgánica, filtrándose a continuación. Posteriormente se adiciona CaO y Na2CO3
con el fin de eliminar los iones de Cl-, SO42-, Mg2+ y Ca2+. El agua es decantada y
tratada con NH4CO3H, con lo que precipita NaCl. Finalmente, se realiza un tratamiento
44

66. 2. Introducción
de adsorción con carbón activo proporcionando un agua con un contenido de sales entre
200 mg/L y 300 mg/L.
Este procedimiento resulta muy económico desde el punto de vista energético,
pero el gran consumo de reactivos hace que su coste resulte elevado. Otro inconveniente
es la gran concentración de cobre presente en el agua obtenida.
45

67. 46

68. 2. Introducción
2.4. TÉCNICAS DE ELIMINACIÓN DE BORO
Los métodos más empleados y estudiados para la eliminación de boro son la
ósmosis inversa y el intercambio iónico. No obstante, existen otros procedimientos que
han sido adaptados y estudiados en fase experimental con este fin. Cabe citar procesos
de membranas como la ultrafiltración y la electrodiálisis. También se han planteado
métodos como la adsorción con compuestos de hidrocalcita, carbón y cenizas volantes.
2.4.1. Ósmosis Inversa
La ósmosis es un proceso natural que ocurre en todas las células vivas. Induce a
que el agua fluya por difusión desde zonas donde se encuentra relativamente pura, con
baja concentración en sales, hacia zonas donde se encuentran sales en mayor
concentración, a través de una membrana semipermeable.
La ósmosis inversa es un proceso en el que se invierte el fenómeno de la
ósmosis. El fin de la ósmosis inversa es obtener agua purificada partiendo de un caudal
de agua que está relativamente impura o salada. Su fundamento consiste en aplicar a
una solución salina una presión superior a su presión osmótica, con el fin de forzar al
agua a pasar a través de una membrana semipermeable, separándola así de las sales que
contiene.
2.4.1.1. Fundamentos
Imaginemos un dispositivo como el de la figura 2.18 en el que se pone en
contacto una solución salina con una de agua pura por medio de una membrana
semipermeable.
47

69. 2. Introducción
Membrana
semipermeable
Solución salina Agua dulce
Figura 2.18. Ósmosis natural.
El potencial químico (que es una medida de la energía interna de un sistema) del
agua pura es mayor que el de la solución salina. Como el agua tiende a moverse siempre
en el sentido de los potenciales decrecientes, al colocar la membrana semipermeable
entre el agua pura y la salobre, como se muestra en la figura 2.18, el agua pura tenderá a
pasar hacia la solución salobre, diluyéndola y aumentando su potencial químico.
Entonces, al alcanzarse el equilibrio osmótico por igualarse los potenciales químicos, el
flujo neto entre ambas soluciones se hace igual a cero. A partir de entonces se producirá
un transporte de agua hacia los dos lados de la membrana de forma equilibrada (figura
2.19) (Fariñas y Crovetto, 1983).
Presión osmótica
Solución salina Agua dulce
Figura 2.19. Equilibrio osmótico.
Como consecuencia de todo esto se establece una diferencia de presión
hidrostática entre ambos compartimentos que se conoce como presión osmótica de la
solución salina en cuestión.
48

70. 2. Introducción
La ósmosis inversa aprovecha este fenómeno en sentido contrario. Si queremos
que el agua de la solución salobre fluya hacia el agua pura, debemos aumentar su
potencial químico. Aplicando una presión superior a la presión osmótica, se conseguirá
que pase agua sin sales a través de la membrana en sentido inverso al descrito
anteriormente (figura 2.20).
Presión superior
a la osmótica
Solución salina Agua dulce
Figura 2.20. Ósmosis inversa.
El aumento efectivo del potencial químico será igual a la diferencia entre el
aumento total debido a la presión y el debido a la presión osmótica (figura 2.21). La
presión neta de trabajo, es decir, la diferencia entre la presión total de trabajo y la
presión osmótica será la responsable del caudal del agua tratada.
potenciales
quimicos
Incremento de potencial
μA
'S Agua salobre a presión
debido a la presion
osmotica efectiva
Presión Presión
Agua pura
μ P
A
Agua salobre
μA S
Figura 2.21. Potenciales químicos.
49

71. 2. Introducción
Al medir la diferencia de altura de las columnas podemos determinar la presión
neta de trabajo. La presión neta de trabajo (Pnet) es la presión hidrostática total (Ptot)
menos la contrapresión ejercida por la presión osmótica Π. En un sistema real, para
obtener la presión neta de trabajo, también tenemos que tener en cuenta y sustraer la
presión diferencia que ocurre en el sistema por la fricción del agua en codos, tuberías,
membranas y por ensuciamiento (DP). Esto se puede expresar de la forma siguiente:
Pnet= Ptot - DP - Π (2.6)
El paso de agua a través de la membrana es función de la presión neta aplicada.
Si aumentamos la presión neta aumentamos la productividad de la membrana.
Conceptos de interés de uso común
Algunos de los conceptos de uso común en la tecnología de ósmosis inversa que
se deben definir son los siguientes:
Agua bruta: es el agua a desalinizar que llega a la planta (salobre o de mar).
Permeado: es el agua desalinizada obtenida en el proceso.
Rechazo: es el agua más concentrada en sales que el agua bruta que sale del
equipo (también se denomina salmuera).
Permeabilidad: es el volumen de agua que atraviesa la membrana por unidad de
superficie y unidad de tiempo a presión, temperatura y salinidad determinadas y
constantes.
Factor de conversión: es el cociente, expresado en tanto por ciento, entre el
caudal permeado y el caudal de agua bruta.
50

72. 2. Introducción
Qp
Y= × 100 (2.7)
Qb
Porcentaje de rechazo: es el cociente, expresado en tanto por cien, entre el
caudal de rechazo y el caudal de agua bruta.
Qr
R= × 100 (2.8)
Qb
Porcentaje de paso de sales: es el cociente, expresado en tanto por cien, entre
la concentración de sales del permeado y la del agua bruta.
Cp
PS = × 100 (2.9)
Cb
Eficacia de la separación: es el porcentaje complementario del paso de sales.
E = 100 - PS (2.10)
Factor de concentración: es el número de veces que se concentran las sales en
el rechazo. Su valor es igual al cociente entre la concentración de sales en el
rechazo y en el agua bruta.
Concentración del rechazo: es el valor de la concentración de sales presentes
en la salmuera o agua de rechazo.
Rs.Cb
Cr = (2.11)
1- R
2.4.1.2. Trasporte a través de las membranas de ósmosis inversa
Existen diversas teorías para explicar y describir el transporte de un solvente
(agua pura) y de un soluto (sales) a través de una membrana semipermeable, teniendo
51

73. 2. Introducción
cada una su campo de aplicación (Fariñas y Crovetto, 1983). Se han comprobado como
más ajustados a la realidad los modelos de:
- Termodinámica de los procesos irreversibles.
- Modelo de la solución-difusión.
- Modelo de poros.
Los tres modelos predicen con bastante exactitud el flujo del agua y de
soluciones con una única sal iónica pero su capacidad de predicción respecto a
compuestos orgánicos y cuando se presentan varias sales disueltas es menor. El modelo
de poros responde a un proceso de flujo preferencial mediante absorción capilar
(Reimers, 1983).
Modelo de la termodinámica de los procesos irreversibles.
Este es el modelo más mostrado en bibliografía y empleado cuando se estudia el
transporte de un soluto a través de la membrana de poliamida aromática (Urama y col.,
1997, Sagiv y col., 2004, Gupta y col., 2007). Este modelo es el que mejor se ajusta a
los datos experimentales cuando la disolución presenta un solo soluto. Se crea la
hipótesis de que el sistema se divide en subsistemas, en los cuales existe un equilibrio, y
por tanto se puede describir por parámetros termodinámicos. Así, al menos localmente,
el sistema no debería estar muy lejos del equilibrio. Esto podría ser correcto para
procesos donde haya un bajo transporte. El modelo de termodinámica irreversible
representa el transporte, tanto de flujo como de disolvente, mediante las ecuaciones
desarrolladas por Spiegler y Kadem- Katchalsky (Hyung y col., 2006). Estos fueron los
primeros en desarrollar ecuaciones basadas en esta teoría y aplicables a membranas.
Obtuvieron, para soluciones acuosas no electrolíticas de un único soluto y a temperatura
constante, las siguientes ecuaciones (Urama y col., 1997, Taniguchi y col., 2004, Hyng
y col., 2006):
52

74. 2. Introducción
dπ ⎤
⎡ dP
J V ≈ J W = LP ⎢ −σ
dx ⎥
[LT ]
−1
(2.12)
⎣ dx ⎦
J S = J V C P = PS
dC
dx
+ (1 − σ )J V C [ML−2
T −1 ] (2.13)
donde Jv es el flujo de la solución (m/s) y aproximadamente es igual al flujo de
agua a través de la membrana Jw (m/s), Js es el volumen molar de soluto (mol/(m2s)).
LP= Kw Dwm V /(RT) (m/(Pa s)) es la permeabilidad de agua, Ps=KsDsm (m/s) es el
coeficiente de permeado de soluto; σ es el coeficiente de reflexión de Staverman (indica
el grado de penetración del soluto a través de la membrana, varia entre 0 y 1);
C = K s C m (mol/m3) es una relación entre la concentración de soluto en la disolución
acuosa ideal en equilibrio y la concentración real de soluto Cm en la superficie de la
membrana; Cp (mol/m3) es la concentración de soluto en el agua producto; P (Pa) es la
presión hidráulica; π (Pa) es la presión osmótica correspondiente a un soluto de
concentración C ; Kw y Ks son adimensionales y representan los coeficientes de reparto
del agua y el soluto entre la solución acuosa y la fase de la membrana; Dwm (m2/s) y Dsm
(m2/s) son la difusividad molecular del agua y del soluto en la fase de la membrana.
R=8,312 (Pa m3 /(mol K)) es la constante de los gases ideales; T(K) es la temperatura
absoluta y Vw (m3/mol) es el volumen molar parcial de agua. El subíndice m se refiere a
la fase de la membrana.
Para la ecuación del flujo de soluto a través de la membrana, se considera que el
primer término de la ecuación corresponde al flujo debido a la difusión, mientras que el
segundo corresponde al transporte de soluto debido a la convección (Ballet y col.,
2004). El transporte de soluto por difusión es debido al gradiente de concentraciones a
un lado y otro de la membrana. El transporte por convección tiene lugar debido al
gradiente de presión, asociándose por tanto al flujo de permeado a través de la
membrana (del Castillo, 1997).
Las ecuaciones anteriores, se basan el la suposición de que Kw, Ks, Dwm, Dsm son
constantes respecto a la concentración del soluto.
53

75. 2. Introducción
La ecuación 2.13 puede ser integrada asumiendo previamente que σ es constante
a lo largo del espesor de la membrana, obteniéndose la ecuación 2.14.
Cp 1−σ 1
= = (2.14)
Cw − C p σ Jv
1 − exp(− (1 − σ ) )
Ps / Δx
Δx (m) es el espesor de la capa activa de la membrana.
Speigler y Kedem utilizan la ecuación anterior y relacionan el porcentaje de
rechazo con el flujo hidrodinámico (Ballet, 2004):
R =σ
(1 − F ) (2.15)
(1 − σF )
⎛ (1 − σ ) ⎞
F = exp⎜ −
⎜ Jv ⎟
⎟ (2.16)
⎝ Ps ⎠
1 1 ⎛ PD ⎞L π
= +⎜ −σ 2 ⎟ p (2.17)
R σ ⎜ Lp
⎝
⎟ σJ
⎠ v
siendo PD el coeficiente de permeabilidad osmótica.
Modelo de solución-difusión
El modelo más utilizado habitualmente para el proceso de desalación, es el de
"solución-difusión" desarrollado en sus inicios por Londsdale, Merten y Riley en 1965
(Lonsdale y col., 1965, Merten, 1966). Según esta teoría, cada componente de la
solución a tratar se disuelve en la membrana según las leyes de distribución y equilibrio
conocidas, difundiéndose a continuación a través de la membrana debido a las
diferencias de concentración y presión existentes a ambos lados de la misma.
54

76. 2. Introducción
Las ecuaciones que se aplica según esta teoría se pueden obtener como
simplificación de la teoría de termodinámica irreversible considerando σ =1 (indicador
de la relación de soluto y disolvente en el agua tratada).
Las primeras ecuaciones desarrolladas corresponden a una membrana ideal con
capa homogénea del polímero, en la que la transferencia de masa se efectúa por difusión
molecular, transcurriendo independientemente el transporte del soluto y del disolvente
(Paul y col., 2004). La selectividad de la membrana hacia cada compuesto responde a
los distintos coeficientes de difusión, al tamaño y a la distribución de las redes
moleculares y poros.
Según el modelo de solución-difusión, el transporte de disolvente y del soluto se
produce de forma independiente, siendo el flujo molar de cada uno proporcional al
gradiente químico. Las ecuaciones de flujo de disolvente y de soluto de Lonsdale son
respectivamente:
Para el transporte del disolvente:
J v = A(ΔP - Δπ ) [LT ] −1
(2.18)
donde Jv es el flujo de la solución (m/s), A= Pw/Δx (m/(sPa)). Δx es el espesor de
la capa activa de la membrana. ΔP = (Pf-Pp) representa la diferencia de presión entre el
agua de alimento y el agua de permeado. Δπ es el gradiente presión osmótica a un lado
y otro de la membrana (agua de alimento y agua permeada).
Para el transporte del soluto tenemos:
J S = J V C P = BΔC [ML −2
T −1 ] (2.19)
donde Js es el volumen molar de soluto (mol/(m2s)), B=Ps/Δx (m/s) es el
parámetro de transporte de soluto, Δx (m) es el espesor de la capa activa de la
55

77. 2. Introducción
membrana, ΔC= (Cw-Cp) es el gradiente de concentraciones a ambos lados de la
membrana (en la superficie de la membrana y en el agua permeada).
A partir de la ecuación 2.19, se puede obtener una ecuación equivalente a la 2.14
considerando σ=1.
Cp B
= 2.20
Cw − C p Jv
Las ecuaciones anteriores, para el transporte del agua y las sales a través de la
membrana, indican que el caudal de agua que atraviesa la membrana es directamente
proporcional al gradiente de presión efectiva, es decir, a la diferencia entre el gradiente
de presión hidráulica y el gradiente de presión osmótica.
El problema que presenta el modelo de solución-difusión reside en la obtención
de las ecuaciones, ya que se han conseguido para transportes no acoplados y por tanto
son incapaces de predecir efectos mutuos o simultáneos de varios permeados.
Normalmente se observa también, que el flujo de soluto aumenta con la presión y esto
se atribuye a pequeñas imperfecciones en las membranas, lo que provoca un flujo
Poiseuille no selectivo de la fase concentrada a través de la membrana, conocido como
flujo de convección. Así, se ha extendido este modelo para explicar el posible efecto de
la convección (que ha sido ignorado en los anteriores), obteniéndose un aumento del
número de parámetros y disminuyendo a su vez la capacidad predictiva del modelo.
La presión osmótica de una solución se determina a partir de la ecuación:
π = RTΦΣm (2.21)
donde Σm es la suma de la concentración molal de los distintos iones presentes
en la solución, expresada en moles/m3. R es la constante de los gases ideales (R=8,312
56

78. 2. Introducción
Pa m3/(mol K)). T la temperatura absoluta en K y Φ(adimensional) es el coeficiente
molar osmótico.
Se puede realizar una aproximación diciendo que 100 mg/L de STD producen
1.0 psi de presión osmótica.
Al calcular el rechazo respecto a los solutos se debe hacer una distinción entre lo
que se podría denominar rechazo real y rechazo aparente. El rechazo real sería la
diferencia entre la concentración de sales justo antes de atravesar la membrana y en el
agua permeada con respecto a la concentración del permeado, y el rechazo aparente
sería la diferencia entre la concentración de sales del agua bruta y el agua de permeado
con respecto a esta última.
Cm − C p 1
Rreal = = (2.22)
Cm Cp
1+
Cm − C p
Cb − C p Cp
Raparente = = 1− (2.23)
Cb Cb
donde Cb es la concentración media de sales el agua bruta, Cm es la
concentración que hay justo antes de la membrana y Cp es la concentración de sales en
el permeado. En la figura 2.22 se muestra el gradiente de concentración en las
proximidades de la membrana.
Membrana
Capa límite
J.Cp
Cm
Flujo de agua bruta J.C
Cb Flujo de permeado
D(dC/dx)
Cp
δ
Figura 2.22. Variación de la concentración de sales en el proceso de ósmosis inversa. Capa límite.
57

79. 2. Introducción
Debido al paso de disolvente a través de la membrana, en la superficie de la
misma se produce un aumento de la concentración de soluto. El efecto de la
concentración de polarización es que reduce el flujo de permeado y de rechazo de sales
frente a las estimaciones teóricas. La presión osmótica es mayor en la superficie de la
membrana que en el agua bruta, por lo que se reduce el diferencial ΔP - Δπ y en
consecuencia el flujo. Se produce un aumento del gradiente de concentraciones a ambos
lados de la membrana y en consecuencia del paso de sales a través de ella. Otro efecto
no deseado del factor de polarización es que aumenta la probabilidad de exceder el
límite de solubilidad de alguna de las sales presentes, lo que produciría precipitados y
deterioro de la membrana.
Tal como se observa en la figura, se puede suponer que a una distancia δ de la
membrana se alcanza una concentración mezcla uniforme Cb. Cerca de la membrana
existe una capa límite en la que la concentración aumenta hasta alcanzar el valor
máximo Cm. El flujo convectivo de solutos hacia la membrana se puede representar por
J*C. Si el soluto no se retiene completamente por la membrana, el flujo a través de la
membrana será J*Cp, siendo Cp la concentración en el lado del permeado. Por otra
parte, la elevada concentración de soluto en la capa límite provoca un transporte por
difusión desde dicha capa límite hacia el seno del fluido, retrodifusión, dada por
D(dC/dx). En estado estacionario se puede establecer que el transporte convectivo del
soluto hacia la membrana es igual a la suma del flujo de permeado a través de la
membrana y del transporte por retrodifusión del soluto:
J*Cp = J.C + D(dC/dx) (2.24)
Teniendo en cuenta las condiciones límites C = Cm para x = 0 y C = Cb para x =
δ, se llega por integración a
(Cm − C p ) Jv
= exp (2.25)
(Cb − C p ) k
58

80. 2. Introducción
Siendo k el coeficiente de transferencia de materia, que establece la relación
entre el coeficiente de difusión y el espesor de la capa límite.
k = D/δ (2.26)
Si introducimos el parámetro de retención intrínseca de la membrana:
Rint = 1 - Cp/Cm (2.27)
se puede expresar el “módulo de concentración de polarización”, Cm/Cb, como
Cm/Cb = exp(J/k)/[Rint + (1 - Rint)exp(J/k)] (2.28)
Cuando el soluto es completamente retenido en la membrana Rint = 1 y Cp = 0,
con lo que
Cm/Cb = exp(J/k) (2.29)
Esta es, por tanto, la ecuación básica de la concentración de polarización en
función de los dos factores que la originan relativos a la membrana, J y la
hidrodinámica del sistema, k.
De esta forma el transporte real de soluto a través de la membrana sería:
J S = B(C m − C p ) [ML
−2
T −1 ] (2.30)
El valor de la concentración de sales del agua permeada viene definido como:
CP = ρ
JS
J S + JW
J
≈ ρW S
JW
[ML ]
−3
(2.31)
59

81. 2. Introducción
Como las membranas son semipermeables, permitiendo el paso de agua e
impidiendo a su vez el paso de sales, el transporte de agua a través de la membrana será
muy superior al transporte de sales (Jw >> Js ) y además se puede considerar que la
densidad del agua permeada es muy similar a la del agua pura (ρ ≅ ρw ). De esta forma
el valor del rechazo de sales real queda definido como se muestra a continuación:
1 1
Rreal = = (2.32)
J ρW J S
ρW S 1+
1+
JW (C m − C p )J W
(C m − C p )
sustituyendo Jw y Js:
1 A(ΔP − Δπ )
Rreal = = (2.33)
B A(ΔP − Δπ ) + B
1+
A(ΔP − Δπ )
Si no se produce polarización por concentración, el rechazo real tiene un valor
muy aproximado al aparente ya que Cm=Cb.
Se puede decir, por tanto, que el fenómeno de polarización de la membrana tiene
las siguientes consecuencias (Fariñas y Crovetto, 1983):
- Reducción, manteniendo la presión constante, del caudal de agua permeada por
unidad de superficie de la membrana, ya que al aumentar la presión osmótica se
produce una disminución de la presión efectiva a través de la membrana.
- Obliga a aumentar la presión de trabajo si se desea mantener un caudal por
unidad de superficie de membrana determinado.
- Aumenta el paso de sales a través de la membrana, ya que al aumentar la
concentración sobre la superficie de la misma, aumenta el gradiente de
concentraciones a través de la membrana.
- Aumenta el riesgo de precipitación de sales sobre la superficie de la membrana.
60

82. 2. Introducción
El coeficiente de polarización depende de varios parámetros como son: la
permeabilidad de la membrana (al aumentar la permeabilidad aumenta el coeficiente de
polarización), la disposición geométrica de las membranas, el paso de sales de las
membranas y el tipo de flujo (Rautenbach y Albrecht, 1981).
Modelo de poros o teoría de flujo preferencial mediante absorción capilar
Este modelo es un caso límite del modelo de solución-difusión. Se basa en
considerar que el soluto se queda totalmente retenido por la membrana al tener un
tamaño de molécula muy superior al del poro de la membrana. Esta teoría, propuesta
por Sourirajan parte de las siguientes premisas:
- La separación se lleva a cabo en base a tamaños moleculares.
- Las membranas son preferentemente mojadas por el disolvente, formando así
una película adsorbida que impide al soluto introducirse en la membrana.
- La membrana debe ser altamente porosa y heterogénea.
Teniendo en cuenta esto, el mecanismo de separación está parcialmente
gobernado por fenómenos superficiales y parcialmente por transporte del fluido bajo
presión a través de la membrana. Por lo tanto, el disolvente adsorbido se verá
presionado a través de los poros.
Sourirajan concluye que existe un tamaño de poro crítico que produce la
retención óptima del soluto y la permeabilidad del fluido, el cual será 2 veces el espesor
de la capa adsorbida. De esta forma, para un soluto se deben considerar cuatro
parámetros: permeabilidad del disolvente puro, el parámetro del transporte de soluto, la
concentración del soluto sobre la superficie de la membrana que está en contacto con el
flujo de alimentación y el coeficiente de transferencia de masa del soluto. En la práctica
los dos últimos parámetros deben ser determinados de forma empírica y dependen de las
propiedades de las membranas y las condiciones de trabajo. Otra objeción a este modelo
es la hipótesis de la presencia de poros de tamaño molecular en la membrana, a través
de los cuales tiene lugar el transporte de soluto vía flujo viscoso.
61

83. 2. Introducción
El disolvente traspasa los canales de la membrana debido a la presión
hidrostática según la ecuación de Carman-Koneny (Reimers, 1983):
J W = ρW AΔP (2.34)
1 ∈2
A=K (2.35)
η ( 1− ∈) 2 t
En este caso Δπ=0 y B=0 lo que significa que Js=0. Esto realmente sólo es válido
cuando se cumple que el tamaño de la molécula es muy superior al del poro.
Fenómeno de compactación
Cuando una membrana de ósmosis inversa es sometida a presión se produce una
compactación de la estructura porosa reduciéndose el tamaño de los poros. Este
fenómeno produce una reducción progresiva del caudal de agua permeada (Fariñas y
Crovetto y col., 1983, Galtés y col., 1981, Wilf y col., 1995).
Si mantenemos la presión y temperatura constantes el factor de reducción del
caudal a lo largo del tiempo se puede expresar de la siguiente manera:
Caudal de permeado en un instante determinado Q A
Kc = = (2.36)
Caudal de permeado inicial QAO
El fenómeno de compactación depende de la naturaleza de la membrana, la
presión de funcionamiento y la temperatura.
62

84. 2. Introducción
2.4.1.3. Membranas de ósmosis inversa
Las membranas utilizadas en el proceso de ósmosis inversa son todas
semipermeables. Una membrana semipermeable es cualquier membrana animal, vegetal
o sintética en la que el agua puede penetrar y traspasar con mucha más facilidad que los
otros componentes que se encuentran en solución en la misma.
Las características fundamentales que debe cumplir una membrana utilizada en
procesos de separación como es la ósmosis inversa son (Reimers y col., 1983):
- Alta selectividad.
- Alta permeablilidad.
- Estabilidad mecánica.
- Estabilidad frente a la temperatura.
- Resistencia química.
El desarrollo de nuevas membranas de ósmosis inversa se ha llevado a cabo
incidiendo en tres factores que afectan directamente al coste del proceso (Soriano y col.,
1984). Se buscan membranas de mayor durabilidad, que presenten una mayor retención
de sales y permeabilidad al agua y que resulten más resistentes al ensuciamiento, al
ataque bacteriológico, a la oxidación y a las variaciones de pH (Glater y col., 1994, Nita
y col, 1994).
El diacetato de celulosa fue el primer polímero utilizado en ósmosis inversa en
1962. Presenta una buena retención de sales y permeabilidad al agua pero exige un
estricto control del pH para que no se produzcan fenómenos de hidrólisis. Además, estas
membranas son susceptibles de sufrir ataques por los microorganismos, que las
degradan. Sin embargo presentan una buena resistencia frente a la presencia de
oxidantes químicos como el oxígeno y el cloro (Soriano y col., 1984, Mahajan y col.,
1984, Logan, 1987).
63

85. 2. Introducción
Con posterioridad a las membranas de acetato, se han desarrollado numerosas
membranas a partir de polímeros aromáticos (unidades repetidas de poliamidas y
heterociclos policondensados). Los polímeros utilizados en membranas de ósmosis
inversa son esencialmente copolímeros consistentes en la repetición de las siguientes
estructuras (Singh y col., 1993):
Figura 2.23. Membranas asimétricas.
Estas membranas presentan una mayor retención de sales y permeabilidad al
agua que las de acetato de celulosa, ya que la poliamida permite una mayor movilidad
del agua entre las fibras del polímero. Son muy estables frente ataques microbiológicos
y a pH extremos, porque no sufren hidrólisis como las membranas de acetato de
celulosa (Logan y col., 1987).
El problema que presentan estas membranas es su fácil degradación frente a
oxidantes químicos. El hidrógeno del grupo amida es el principal responsable de esta
degradación y su ausencia supondría una mayor resistencia química (Soriano y col.,
1984). Se ha hecho el estudio (Singh y col., 1993) de nitrar las membranas con ácido
nítrico. La membrana de poliamida aromática nitrada aumenta la resistencia al cloro
pero reduce la permeabilidad de la membrana.
El desarrollo de nuevas membranas ha incidido, además de en la composición
química de la misma, en la estructura, lo cual ha supuesto un verdadero avance. Al
principio todas las membranas eran homogéneas, presentando la misma composición y
estructura en todo su espesor. Posteriormente aparecieron las membranas asimétricas,
en las que se puede diferenciar una capa activa de un soporte poroso. Las primeras
membranas asimétricas presentaban una composición química homogénea (siendo
generalmente de acetato de celulosa o de poliamida aromática).
64

86. 2. Introducción
Posteriormente se desarrollaron las membranas compuestas. Están formadas por
una capa activa superpuesta sobre una superficie porosa que actúa como soporte, pero
en este caso se seleccionan compuestos químicos diferentes para cada una de las partes,
según la función que van a desempeñar. Al mismo tiempo se controla el espesor de la
capa activa y la porosidad de la membrana soporte.
La capa soporte microporosa generalmente está hecha de polisulfona. Es en sí
misma una membrana asimétrica compuesta, que a su vez está soportada por una capa
de fibra de poliester. La porosidad del soporte debe ser tan alta como sea posible, el
diámetro del poro debe garantizar que la resistencia hidrodinámica sea baja. Dentro de
este grupo las más importantes son las membranas compuestas de capa fina, son las que
más se comercializan en la actualidad. Estas membranas operan a altos flujos y bajas
presiones, obteniendo las mejores eliminaciones de sales. Su uso se ha extendido en el
tratamiento de aguas salobres.
La figura 2.24 muestra la estructura de una membrana compuesta de capa fina
con cinco capas:
Capa protectora
Capa activa ultrafina
Capa soporte
Polisulfona
Fibra
Figura 2.24. Membrana compuesta de capa fina.
65

87. 2. Introducción
A las últimas membranas compuestas desarrolladas se les ha denominado
“membranas de alto flujo” (Redondo y col., 1995). Presentan la misma composición que
las membranas compuestas, son membranas de poliamida aromática pero permiten
obtener un mayor flujo de agua a través de ellas. A raíz de esto las presiones de trabajo
son menores, consiguiéndose un ahorro energético considerable (Redondo y Casañas,
1996).
2.4.1.4. Configuración de las membranas
Las membranas se pueden utilizar adoptando diferentes configuraciones que
modifican notablemente el resultado del proceso de ósmosis inversa. Existen cuatro
tipos de configuración de membranas: Planas, tubulares, espiral y de fibra hueca.
Las membranas planas se colocan en capas horizontales, en placas similares a un
filtro prensa, separadas por espaciadores que dirigen el flujo. Este tipo de membranas
presentan poca superficie por lo que su utilización se ha visto muy reducida. En la
actualidad son empleadas en la industria alimenticia y farmacéutica por ser muy fáciles
de lavar.
Las membranas tubulares se colocan en el interior de tubos porosos que actúan
como soporte de las mismas. La solución a tratar circula por el interior del tubo,
mientras que el permeado fluye desde el interior hasta el exterior donde es recogido.
Para el tratamiento de aguas, este tipo de configuración fue abandonándose a medida
que las membranas en espiral se fueron perfeccionando y dominaron el mercado. En la
actualidad se utilizan sobretodo en la industria alimentaría, en la del automóvil y para
ultrafiltración, ya que el módulo de este tipo resulta eficaz para la recogida de líquidos
altamente concentrados como pinturas, zumos, etc. (Gonzalo y col., 1986).
El arrollamiento en espiral consiste en enrollar un conjunto de membranas
separadas entre sí por capas de tejidos diferentes, que funcionan transportando y
canalizando el alimento y el permeado. Tanto las membranas como los separadores se
66

88. 2. Introducción
enrollan sobre un tubo central perforado. El alimento entra en paralelo al tubo y sólo
pueden pasar por las capas permeables que están en contacto con la parte activa de la
membrana (membranas compuestas de capa fina). Una vez atraviesan la membrana (en
sentido perpendicular al flujo del alimento) continúa circulando en espiral en el sentido
del arrollamiento hasta alcanzar el tubo central que recoge todo el permeado.
Los módulos arrollados en espiral consiguen un buen empaquetamiento,
aumentando considerablemente la superficie de trabajo y reduciendo su coste. El
problema que presentan es que se ensucian con facilidad y son difíciles de limpiar.
Junta tórica Tubo colector
de permeado
Concentrado
Alimento
Permeado
Concentrado
Alimento
Alimento
Flujo del permeado
hacia el tubo colector
Membrana de
Superficie Superficie ósmosis inversa
porosa espaciadora
Figura 2.25. Membranas arrolladas en espiral.
Los módulos de fibra hueca consisten en una unidad integrada en la que fibras,
muy delgadas, se insertan por ambos extremos de un soporte. El agua salobre penetra
por un extremo del recipiente y se reparte mediante un tubo de distribución. Parte del
agua penetra a través de las fibras y emerge al exterior por los capilares, recogiéndose
en un colector (Fariñas, 1983, Gonzalo, 1986, Galtés, 1991). Los principales
67

89. 2. Introducción
inconvenientes que presenta este tipo de empaquetamiento son que las membranas de
fibra hueca son muy sensibles al ensuciamiento y que la manipulación de los haces de
fibras resulta muy delicada.
Pero el verdadero motivo que ha ocasionado la falta de competitividad, de la
configuración en fibra hueca respecto al arroyamiento en espiral, ha sido que las
dimensiones de estos empaquetamientos no están estandarizadas como los de
arrollamiento en espiral, lo que ha dificultado el cambio de un fabricante a otro. En la
actualidad se está dejando de emplear este tipo de empaquetamiento en la desalación de
aguas salobres y de mar (AWWARF, 1998).
A día de hoy se ha establecido, como única configuración de membranas, el
arrollamiento en espiral por cuestiones comerciales y de mercado.
2.4.1.5. Descripción de una planta de ósmosis inversa
En las plantas de ósmosis inversa se pueden diferenciar cuatro etapas, que se
muestran en la figura 2.26 (Frenkel y Gouri, 1994).
OSMOSIS
TOMA DE AGUA PRETRATAMIENTO POSTRATAMIENTO
INVERSA
Figura 2.26. Etapas del proceso.
La toma de agua de mar se puede realizar directamente del mar o a través de
pozos perforados en la costa. Las tomas de agua superficial ocasionan más problemas
en el pretratamiento. En los casos en los que se obtiene un agua de mayor calidad es
cuando se realizan captaciones de agua mediante pozos, ya sea de un acuífero salobre o
de mar (Abdel-Jawad y Ebrahim, 1994, Sadhwani y col., 1995).
68

90. 2. Introducción
El pretratamiento es una etapa esencial del proceso. En él se prepara al agua para
que llegue al sistema de ósmosis inversa en las mejores condiciones posibles y
garantizar una mayor durabilidad de las bombas de alta presión y de las membranas, un
mayor rendimiento del proceso y un menor coste de desalación. En esta etapa del
proceso se elimina toda la materia en suspensión y coloidal, los microorganismos y se
trata el agua para evitar la precipitación de sales disueltas en ella (Gonzalo, 1986,
Dudley, 1995).
En el sistema de ósmosis inversa es donde se realiza la desalinización del agua
propiamente dicha. El dispositivo de ósmosis inversa consta de un sistema de bombeo
de alta presión seguido de los módulos que contienen las membranas.
La presión de trabajo depende de la conversión que se quiera obtener del agua,
de la salinidad de ésta y del tipo de membranas. Así, como es lógico, en plantas de agua
salobre se trabaja a presiones muy inferiores que las empleadas en agua de mar debido a
la menor presión osmótica del agua salobre. Por otra parte, la conversión a la que se
puede llegar a trabajar cuando el alimento es agua de mar es de alrededor del 50%
mientras que con plantas de agua salobre es muy frecuente que la recuperación sea del
75%.
Las plantas de desalación de agua de mar suelen trabajar a presiones de
alrededor de 60 bares. Para agua salobre existe mucha más variación, dependiendo de la
salinidad, pero es frecuente trabajar entre 10 y 20 bares.
En las plantas de agua de mar se han introducido, dentro del diseño, sistemas
que aprovechan la presión del agua de rechazo para obtener un ahorro energético. Entre
estos sistemas se encuentran las turbobombas, los intercambiadores de presión y los
conversores hidráulicos (Hauge, 1995, Oklejas y col., 1995, Sadhwani, 1995, Fariñas,
1999).
69

91. 2. Introducción
Las membranas de ósmosis inversa se colocan en tubos de presión. El número de
membranas que se utilizan depende de la conversión que se desea obtener y del caudal
deseado.
Los tubos de presión generalmente están diseñados para albergar 6 membranas
colocadas en serie. Con esta configuración se obtiene un factor de conversión del 50%
para aguas salobres y del 40% en el caso de agua de mar. Si se desea aumentar la
conversión se coloca otra serie de 6 membranas en otro tubo de presión y en serie con
las anteriores.
1ª ETAPA 2ª ETAPA
Rechazo
Alimento 1ª etapa Permeado Rechazo
Permeado 2ª etapa
1ª etapa
Figura 2.27. Esquema de un proceso de ósmosis inversa en dos etapas.
En la figura 2.27 se puede observar un esquema típico de la disposición de los
módulos de ósmosis inversa. Hoy en día, en los nuevos diseños de plantas de agua de
mar, este tipo de disposición se ha sustituido por configuraciones en una sola etapa,
colocando más membranas en cada tubo de presión (7 o 8 membranas) o incluso en
algunos casos manteniendo 6 membranas por tubo. De esta forma se obtiene el mismo
factor de conversión utilizando menos membranas.
70

92. 2. Introducción
La concentración de sales del agua tratada mediante ósmosis inversa varía
mucho en función de las membranas utilizadas, la concentración de sales del agua de
alimento y de la conversión que se obtenga, en general se consiguen aguas con una
concentración de sales de 100-200 ppm en aguas salobres y de 400-500 ppm en agua de
mar.
Dependiendo de la utilidad que se le vaya a dar al agua, en algunos casos será
necesario realizar un postratamiento.
En caso de que la aplicación sea para el riego, el agua obtenida contendrá menos
sales de las que pueden tolerar los cultivos, en este caso no se suele realizar
postratamiento pero sí se puede mezclar con agua bruta, reduciendo costes. Puede darse
el caso de que sea necesario ajustar el S.A.R. para garantizar la calidad del agua.
El agua empleada para consumo humano sí debe ser tratada, debido a que el pH
y la concentración de determinadas sales no se ajustan a los niveles mínimos para que
cumpla las condiciones de potabilidad exigidas en la legislación de los respectivos
países. En estos casos también es necesario llevar a cabo una desinfección, ya que si
bien el agua tratada por ósmosis inversa carece de cualquier tipo de microorganismos
(que han sido eliminados por las membranas), es imprescindible garantizar su
salubridad frente a cualquier tipo de contaminación durante su almacenamiento y
distribución.
La remineralización del agua se lleva a cabo mediante la adición de diferentes
sales: Ca (OH)2, Na OH, CaCO3 etc. (Al-Awadi y Abdel-Jawad, 1987, Khawaji y Wie,
1994). En estos casos también es frecuente mezclar el agua tratada con agua sin
osmotizar, pero que previamente ha sufrido algún tipo de pretratamiento como
desinfección y filtrado, siempre cumpliendo las normas de salubridad legisladas.
71

93. 2. Introducción
2.4.1.6. Eliminación de boro en plantas de ósmosis inversa
El rechazo de boro por parte de las membranas de ósmosis inversa se produce en
unos porcentajes bajos, según las condiciones de trabajo y el tipo de membranas
empleado en el proceso (Rodríguez y col., 2001). Estos porcentajes de rechazo son
notablemente inferiores a los de otras especies disueltas en el agua.
El boro se encuentra presente en las aguas naturales, mayoritariamente, en forma
de ácido bórico. El motivo por el que es rechazado en tan baja proporción por las
membranas es que al tener hidrógenos ácidos y no tener carga, es capaz de formar
enlaces con los grupos activos de las membranas mediante puentes de hidrógeno (figura
2.28). De la misma forma, tanto el ácido bórico como el agua y el anhídrido carbónico
son capaces de atravesar la membrana (Sagiv y col., 2004).
Figura 2.28. Formación de puentes de hidrógeno en una membrana.
72

94. 2. Introducción
Numerosos estudios corroboran las diferencias entre las diversas membranas del
mercado a la hora de rechazar el ácido bórico (Prats y col. 2000, Redondo y col. 2003,
Taniguchi y col. 2004). El rechazo no solo depende de las condiciones de trabajo sino
que se ve condicionado por el tipo de membrana empleada. A grandes rasgos, se pueden
establecer notables diferencias entre las membranas empleadas en agua de mar y las
empleadas para desalar agua salobre.
Las membranas de agua de mar son capaces de eliminar el ácido bórico en un
porcentaje superior a las membranas de agua salobre. Esto es debido, no solo a las
características inherentes a las propias membranas, sino a la composición química del
agua a tratar. La elevada concentración de sales del agua de mar y su pH favorecen un
mayor rechazo de boro por parte de las membranas. La disociación del ácido bórico
aumenta al aumentar la concentración total de sales (Glueckstern y col., 2003).
En los últimos años la calidad del agua, obtenida mediante ósmosis inversa
tratando agua de mar, se ha mejorado notablemente mediante el desarrollo de
membranas con una capacidad de rechazo de las sales totales disueltas marcadamente
superior. Diferentes fabricantes han desarrollado membranas de ósmosis inversa para
agua de mar capaces de obtener rechazos incluso del 99,8 %. Sin embargo el rechazo de
boro, con este tipo de membranas, no supera el 91-93 %. No obstante, aún con estos
elevados porcentajes, resulta muy difícil reducir la concentración de boro hasta los
valores establecidos por la Organización Mundial de la Salud (Taniguchi y col., 2004).
En el caso de las membranas de agua salobre, los rechazos, tanto de sólidos
totales disueltos, como de boro son menores. En la evolución que han sufrido este tipo
de membranas se ha primado la reducción de la presión de trabajo del proceso
(reduciendo con ello el coste final del agua) frente a la concentración de sales del
producto final, disminuyéndose con ello el porcentaje de rechazo de sales. Aunque la
concentración total de sales sea algo superior se obtiene un considerable ahorro en el
coste energético de los procesos, que rondan valores cercanos a 1kW/hm3 (Prats y col.,
1997).
73

95. 2. Introducción
Las membranas desarrolladas en los últimos tiempos, con el fin de reducir el
problema del boro, se han centrado en dos cuestiones (Taniguchi y col., 2004):
- Reducir la afinidad entre el boro y la membrana, reforzando al mismo
tiempo la afinidad entre el agua y la membrana.
- Compactar la estructura molecular de la capa de membrana, reduciendo el
tamaño de poro, para adecuar el tamaño de exclusión al de la molécula de
ácido bórico.
En este sentido, han comenzado evolucionando las membranas de agua de mar y
con posterioridad las de agua salobre.
El boro presente en el agua en forma de borato (procedente de la disociación del
ácido bórico) es eliminado por la membrana de ósmosis inversa al no disponer de
hidrógenos ácidos y tener carga. El boro, en forma de borato, no es capaz de formar
enlaces con los grupos activos de las membranas mediante puentes de hidrógeno.
La disociación del ácido bórico en borato se consigue aumentando el pH de la
disolución, como se ha detallado en el apartado 2.1.1. Añadiendo una base, al agua a
tratar, se aumenta el pH de la misma, favoreciendo que el equilibrio entre el ácido
bórico y el borato se encuentre desplazado hacia la formación del borato. Una vez
formados los boratos, el agua puede ser tratada mediante ósmosis inversa,
consiguiéndose un rechazo muy elevado del boro.
Necesidad de realizar dos etapas
Las plantas de ósmosis inversa se caracterizan por requerir un pretratamiento
exhaustivo del agua a desalar, para evitar el deterioro del proceso. Mediante dicho
pretratamiento se debe evitar fundamentalmente el ensuciamiento de las membranas de
ósmosis inversa, así como su degradación.
74

96. 2. Introducción
Uno de los aspectos fundamentales a controlar es el pH del proceso. La
precipitación de carbonatos en la superficie de la membrana es uno de los potenciales
riesgos de ensuciamiento que pueden sufrir las membranas. Las aguas naturales
contienen bicarbonatos disueltos. La presencia de carbonatos en un agua con pH ácido
es prácticamente despreciable. El Ca(HCO3)2 se encuentra en forma inestable en
solución acuosa, tendiendo a precipitar CaCO3 y a perder anhídrido carbónico según la
reacción:
Ca(HCO3)2 ↔ CO2 + CaCO3 + H2O (2.37)
Para mantener el bicarbonato cálcico en solución, es necesario introducir una
cierta cantidad de CO2 que hace retroceder la reacción de precipitación. Al añadir ácido
en el equilibrio anterior se favorece la producción de CO2 que repercute en una
desaparición del CaCO3 formando Ca(HCO3)2 que es soluble (Gutiérrez Ríos, 1989).
La dosificación de ácido es un buen método para reducir el nivel de pH y por
tanto para prevenir la precipitación de CaCO3. Normalmente se utiliza H2SO4 o HCl
como reactivo. Cada uno presenta una serie de ventajas e inconvenientes. El primero
resulta más económico pero más peligroso en su manipulación y es más agresivo con
los materiales de la bomba y con las tuberías de dosificación, por lo que requiere un
material mucho más caro en su instalación; además aumenta la cantidad de sulfatos
presentes en el agua con lo que se incrementa el riesgo de precipitación de sulfatos. El
HCl, tiene un menor coste, pero presenta el inconveniente de requerir más cantidad de
ácido para reducir el pH al mismo valor que con el H2SO4.
Las reacciones que se producen con cada uno de los ácidos son las siguientes:
HCO 3 + HCl ← → Cl − + CO 2 + H 2 O
−
⎯ (2.38)
2 HCO 3 + H 2 SO 4 ← → SO 2 − + 2CO 2 + 2 H 2 O
−
⎯ 4 (2.39)
75

97. 2. Introducción
Como la utilización de H2SO4 aumenta la concentración de sulfatos en el agua su
empleo no es adecuado cuando el agua presenta, de por sí, una elevada concentración de
los mismos, ya que aumentará la probabilidad de precipitación.
Al requerir, las plantas de ósmosis inversa, trabajar a pH ácido, para evitar el
ensuciamiento de las membranas resulta incompatible con los requerimientos de
funcionar a pH básicos para aumentar el rechazo de boro.
Por este motivo, se plantea como opción, en la actualidad, llevar a cabo el
proceso en dos etapas:
1- En una primera etapa se trata el agua salobre o de mar previa acidificación,
si las condiciones de trabajo lo requieren, eliminando el mayor porcentaje de
sales junto con los bicarbonatos presentes en la disolución. En esta etapa se
elimina un porcentaje bajo de boro.
2- En una segunda etapa se trata el agua permeada, obtenida en el proceso
anterior, aumentándose previamente el pH y eliminándose el boro en forma
de borato.
El esquema del proceso sería el que se muestra en la figura 2.29.
Dosificación de ácido Dosificación de base
O.I.. MAR /SALOBRE O.I SALOBRE
Figura 2.29. Diagrama de flujo proceso en dos etapas respecto al permeado.
76

98. 2. Introducción
Parámetros que influyen en el proceso de eliminación de boro
Los parámetros que influyen en el proceso de tratamiento de agua por ósmosis
inversa y específicamente en la eliminación de boro por parte de las membranas son
(Magara y col., 1998, Prats y col., 2000, Busch y col., 2003, Sagiv y col., 2004, Hyung
y col., 2006):
• Características del agua de alimento: pH, temperatura y sólidos totales disueltos.
• Características de las membranas: composición química y eficiencia del
elemento.
• Diseño del sistema y operación del proceso: Presión de trabajo, densidad de
flujo de permeado, factor de polarización, proceso de limpieza.
Características del agua de alimento
a. Temperatura
La temperatura afecta a la difusión de agua e iones disueltos a través de la
membrana semipermeable. El aumento en el flujo de agua permeada con la temperatura
es de cerca del 3% por ºC. Por otra parte, un incremento de temperatura afecta a la
difusión de sal en un rango similar al del flujo de agua.
Por lo general, cuando se diseña un sistema de O.I. se tiende a operar con un
flujo de permeado constante. Cambios en la temperatura del agua de alimento son
compensados, en estos casos, con un ajuste de la presión de alimento. Por esta razón, un
incremento de la temperatura del agua de alimento, con la correspondiente disminución
de la presión de alimento, produce un aumento de la salinidad del producto.
Qt = Q25* exp (Kt*(1/(273+t)-1/298)) (2.40)
77

99. 2. Introducción
siendo: Qt Valor del transporte a la temperatura t.
Q25 Valor del transporte a 25º C.
Kt Constante.
Este factor es fundamental a la hora de establecer el diseño del proceso y las
condiciones de operación del mismo, pero no es relevante a la hora de establecer las
condiciones de funcionamiento con el fin de minimizar la concentración de boro en el
agua tratada.
b. pH
El factor más destacable y sobre el que se debe operar para obtener un mayor
rendimiento del proceso, en cuanto al rechazo de boro, es el pH.
El rechazo del boro por parte de las membranas de ósmosis inversa se ve
notablemente influenciado por el pH del agua. Como se ha señalado en el apartado
2.1.1, el boro en medio natural acuoso se encuentra en forma de ácido bórico [B(OH)3]
principalmente. El ácido bórico se comporta como un ácido de Lewis y al aumentar el
pH se disocia formando el ión borato. Mediante la adición de una base al agua a tratar,
se aumenta el pH de la misma favoreciendo que el equilibrio entre el ácido bórico y el
borato se encuentre desplazado hacia la formación del borato.
El boro presente en el agua en forma de borato (procedente de la disociación del
ácido bórico) es eliminado por la membrana de ósmosis inversa, al no disponer de
hidrógenos ácidos y tener carga. El boro, en forma de borato, no es capaz de formar
enlaces con los grupos activos de las membranas mediante puentes de hidrógeno, por lo
que no la atraviesa.
Por tanto, una vez formados los boratos, el agua puede ser tratada mediante
ósmosis inversa consiguiéndose un rechazo muy elevado del boro.
78

100. 2. Introducción
c. Sólidos totales disueltos.
La presencia de otras sales disueltas en el agua a tratar influye en la ionización
del ácido bórico. Se produce una relativa mejor ionización del ácido bórico en
soluciones de alta salinidad, como puede ser el agua de mar. Se ha comprobado que el
pH necesario para conseguir la ionización de un 50% del ácido bórico en aguas de baja
salinidad ronda un valor de pH del 9,5, mientras que en agua de mar, el pH requerido
para obtener un mismo porcentaje de ionización es de aproximadamente 8,5
(Glueckstern y col., 2003).
Características de las membranas
Indudablemente, en el mercado existen diferentes tipos de membranas, tanto en
lo referente a su composición como a su configuración.
En la actualidad y en procesos de ósmosis inversa, el tipo de arrollamiento
empleado es el de arrollamiento en espiral, que se ha impuesto al resto de
configuraciones por su efectividad en el proceso.
En cuanto a su composición, siguen empleándose diferentes membranas tanto de
acetato de celulosa como de poliamida aromática (aunque para la producción de agua
potable son las últimas las más empleadas). No obstante las membranas, aún siendo
muy similares, presentan significativas diferencias en cuanto al rechazo de sales,
superficie específica de membrana y presión de trabajo.
Las membranas de agua de mar siempre han presentado rechazos de boro
marcadamente superiores a las de aguas salobres. En los últimos años se han
desarrollado membranas de agua de mar con una capacidad de rechazo de las sales
totales disueltas de incluso el 99,8 % y rechazos de boro del 91-93 % (Taniguchi y col.
79

101. 2. Introducción
2004). En el caso de las membranas de agua salobre, los rechazos tanto de sólidos
totales disueltos como de boro son menores.
De forma genérica, las membranas que presentan una estructura molecular más
compacta y que por tanto requieren presiones de trabajo superiores, muestran rechazos
de boro mayores. Obviamente, también presentan rechazos mayores del resto de las
sales.
Diseño del sistema y operación del proceso
Características especificas del diseño de cada planta como son la presión de
trabajo, densidad de flujo de permeado y el factor de polarización son aspectos a
considerar. El rechazo de boro es mayor a medida que aumenta la presión de trabajo en
el proceso, como ocurre con el resto de las sales disueltas en el agua a tratar (Sagiv y
col., 2004). El paso de agua a través de la membrana depende del gradiente de presiones
a ambos lados de la membrana y el paso de sales es función del gradiente de
concentraciones. Al aumentar la presión, aumenta el paso de agua manteniéndose el
paso de las sales disueltas, con lo que se reduce su concentración final en el agua
producida. Pero a medida que se aumenta la conversión del proceso, mediante el
aumento de la presión, aumenta la salinidad del producto final.
La presión de trabajo no es un parámetro, en la práctica real, que se vea afectado
por la concentración de boro del agua de alimento. La presión de trabajo se determinará
por otras circunstancias, como son la salinidad del agua a tratar, el tipo de membranas
empleado en el proceso, la conversión de trabajo del sistema y el caudal de producto
final.
Los procesos de limpieza de las membranas someten a las mismas a condiciones
extremas de pH en unos intervalos de tiempo cortos. Cada membrana reacciona frente a
los proceso de limpieza de forma diferente. Las limpiezas de las membranas modifican
sus características, ya que de forma lenta las degradan, por lo tanto el paso de sales a
80

102. 2. Introducción
través de las mismas se va a ver modificado y con ello el paso de boro (Busch y col.,
2003).
2.4.2. Intercambio iónico
El intercambio iónico es una operación unitaria de transferencia de materia entre
dos fases, una líquida y otra sólida. Se trata del intercambio reversible de iones entre un
sólido y un líquido, en el que no se produce un cambio permanente en la estructura del
sólido.
El proceso de intercambio iónico se emplea para llevar a cabo la separación de
uno o algunos iones de la solución líquida, mediante un sólido con capacidad de
intercambio de ciertos iones con los anteriores.
Las aplicaciones específicas más reseñables de este método de separación son:
ablandamiento de aguas, desmineralización, recuperación de metales, purificación, etc.
(Schweitzer y col., 1996).
La principal aplicación del intercambio iónico se produce en el ablandamiento
de aguas, eliminando iones divalentes que son sustituidos por sodio. Con este
tratamiento se pretende eliminar el calcio y el magnesio, aunque de la misma forma
sean eliminados el radio y bario. La regeneración de la resina se efectúa con soluciones
de cloruro sódico. El intercambio iónico también puede ser empleado para la
eliminación de nitratos, fluoruros, arsénico, selenio, cromatos, color, materia orgánica,
uranio y percloratos (AWWA, 2002).
La desmineralización consiste en separar las sales de las disoluciones mediante
dos fases de intercambio iónico, por una parte se lleva a cabo un intercambio catiónico
introduciendo en la disolución protones y por otro un intercambio aniónico
introduciendo grupos hidroxilo. Las aguas desmineralizadas mediante resinas se
81

103. 2. Introducción
emplean en procesos donde se requieren aguas de alta pureza: alimento a calderas,
manufacturación electrónica, preparaciones de productos químicos, farmacéuticos, etc.
La recuperación de metales también se puede llevar a cabo mediante intercambio
iónico, como por ejemplo en el tratamiento de aguas residuales de la industria
fotográfica (recuperación de plata) y en procesos de formación de metales (cobre,
níquel, cromo, platino, plata y oro). También se puede llevar a cabo la recuperación y
purificación de metales de la industria metalúrgica o de uranio, torio y tierras raras de
la industria nuclear.
En algunos procesos industriales, el intercambio iónico forma parte del proceso
como etapa intermedia, tanto para mejorar el proceso como para mejorar la calidad del
producto final. Este es el caso de la industria del azúcar.
Figura 2.30. Instalación de intercambio iónico.
82

104. 2. Introducción
2.4.2.1. Materiales de intercambio iónico
Los materiales de cambio iónico contienen sitios activos desde el punto de vista
iónico distribuidos uniformemente a través de su estructura.
Las primeras resinas empleadas eran materiales porosos naturales que contenían
sílice (zeolitas naturales). Posteriormente se comenzaron a emplear materiales
sintéticos cuya composición también estaba basada en la sílice. En un siguiente paso se
comenzaron a usar carbones tratados y posteriormente aparecieron las resinas sintéticas
que se emplean en la actualidad.
Las actuales resinas de intercambio iónico constan de una matriz de polímero de
enlace cruzado a la que están unidos unos grupos de cargas funcionales mediante
enlace covalente. La matriz más usual es el poliestireno de enlace cruzado, que da
estabilidad estructural, con un porcentaje de divinilbenceno (3 al 8%). Los grupos
funcionales pueden ser de cuatro tipos: fuertemente ácidos, débilmente ácidos,
fuertemente básicos y débilmente básicos.
. Las resinas se presentan de dos formas (Martínez y Rus., 2004):
- Perlas granulares.
- Láminas o membranas.
Aunque la mayoría de los materiales de cambio iónico suelen comercializarse en
forma de gránulos o esferas de tamaño y uniformidad apropiada para llevar a cabo cada
aplicación. Presentan un diámetro entre 0,04 mm y 1,3 mm.
En presencia de agua, las resinas de intercambio poseen densidades del orden de
1,1-1,5 kg/L. Cuando se colocan en una columna suelen dejar un volumen libre del
orden del 50-75% del volumen total. Deben ser capaces de resistir cambios rápidos de
concentraciones en las disoluciones con las que están en contacto.
83

105. 2. Introducción
Una importante característica del tratamiento con resinas es la expansión del
lecho de una columna de intercambio iónico cuando se efectúa un lavado en sentido
contrario al sentido normal de flujo. Este lavado provoca una fluidización parcial del
lecho de resina e incrementa el volumen de huecos entre las partículas de la resina y el
volumen ocupado por la misma. Este incremento de lecho se mide en función de la
velocidad de flujo transversal y de la temperatura.
Otra característica importante es la caída de presión para el caudal requerido,
que depende del tamaño de partícula, forma, uniformidad y compresibilidad de la
resina, así como de la viscosidad de la solución.
Los materiales empleados en la fabricación de resinas se pueden clasificar en
inorgánicos y orgánicos.
• Inorgánicos:
o Naturales: silicoaluminatos naturales (zeolitas, arcillas, micas). Retienen
cationes alcalinos o alcalinotérreos intercambiables.
o Artificiales: (preparados por precipitación) son similares a los naturales.
o Tamices moleculares: (de porosidad controlada) no intercambian grupos
grandes.
• Orgánicos: Son obtenidos por policondensación a partir de otros compuestos
(fenoles, aminas aromáticas, polialquilamidas, etc.) o por polimerización a
partir de monómeros (estireno). Contienen grupos funcionales que se han
introducido en la preparación de la resina y que son los responsables del
intercambio iónico. Los grupos funcionales pueden ser:
o Para cationes: (-SO2)-, (-COO)-, (PO3)2-
o Para aniones: (-NH3)+, (=NH2)+, (=N=)+
Dentro de las diferentes resinas que se pueden emplear para el tratamiento de
aguas se puede hacer la siguiente clasificación (AWWA, 2002):
• Intercambiadores catiónicos de ácido fuerte y débil.
84

106. 2. Introducción
• Intercambiadores aniónicos de base fuerte y débil.
• Adsorción por alúmina activada.
• Resinas especiales.
Intercambiadores catiónicos de ácido fuerte o débil
Los intercambiadores catiónicos de ácido fuerte operan en un amplio rango de
pH. El grupo funcional de este tipo de intercambiadores es un grupo sulfonado (SO3-).
Son fuertemente ácidos cuando están ionizados a través de todo el rango de pH (1 a
14).
La capacidad de las resinas catiónicas débiles depende del pH de la disolución
que se está tratando. Presentan una mayor capacidad cuando se emplean disoluciones
neutras o alcalinas, aumentando la capacidad a medida que aumenta el pH. Su grupo
funcional suele ser un carboxilato (pKa=4,8), no encontrándose ionizado a pH bajo.
Intercambiadores aniónicos de base fuerte o débil
Una de las principales aplicaciones de los intercambiadores aniónicos de base
fuerte, en el tratamiento de aguas potables, es la eliminación de nitratos. En este caso el
grupo funcional más empleado es la amina cuaternaria [-N+(CH3)3]. Al ser fuertemente
básico, está ionizado y actúa en un rango de pH de 0 a 13.
Las resinas de intercambio aniónico de base débil presentan una mayor
capacidad cuando se tratan disoluciones ácidas, donde las aminas primarias,
secundarias o terciarias están protonadas y actúan cargadas positivamente para los
aniones.
85

107. 2. Introducción
Adsorción por alúmina activada
La alúmina activada se emplea, en el tratamiento del agua, para la eliminación
de fluoruro, arsénico, selenio, sílice y materiales húmicos. Este proceso también es
sensible al pH obteniéndose mejores resultados cuando se trabaja a pH inferiores a 8,2.
Resinas especiales
Existen en el mercado numerosos tipos de resinas muy variadas tanto en su
forma como en los grupos funcionales, capacidad y porosidad. Se han fabricado resinas
con características muy específicas con propósitos determinados para el tratamiento de
aguas. Un ejemplo lo constituyen las resinas especiales bacterioestáticas. Son resinas
aniónicas que evitan el crecimiento de microorganismos en las mismas, al contener
largas cadenas bacterioestáticas de grupos de aminas funcionales cuaternarias sobre la
superficie de la resina. También se han empleado resinas altamente porosas aniónicas
para la eliminación de materia orgánica.
Para la eliminación de metales como Cu2+, Zn2+, Cr3+, Pb2+ y Ni2+ se emplean
resinas con grupos funcionales quelantes como el amino-diacetato, amino-fosfonato y
etilenamina.
86

108. 2. Introducción
Tabla 2.5. Ejemplos reacciones de intercambio iónico (AWWA, 2002).
Tipo de intercambiador Ejemplos
( )
2 RSO3− H + + CaCl 2 ⇔ RSO3− 2 Ca 2+ + 2 HCl
2 RSO Na + CaCl ⇔ (RSO ) Ca + 2 NaCl
Intercambiador catiónico de ácido − + − 2+
3 2 3 2
fuerte
2 RSO Na + Ca (CO H ) ⇔ (RSO ) Ca + 2 NaHCO
−
3
+
3 2
−
3 2
2+
3
Intercambiador catiónico de ácido
2 RCOOH + Ca (CO H ) ⇔ (RCOO ) Ca + 2 H CO
3 2
−
2
2+
2 3
débil
2 RCOOH + CaCl ⇔ (RCOO ) Ca + 2 HCl
2
−
2
2+
Intercambiador aniónico de base R4 N + OH − + NaNO3 ⇔ R4 N + NO3− + NaOH
fuerte
R4 N + Cl − + NaNO3 ⇔ R4 N + NO3− + NaCl
Intercambiador aniónico de base R3 N : + ClH ⇔ R3 NH + Cl −
débil
R3 NH + Cl − + NO3 H ⇔ R3 NH + Cl − + HCl
Adsorción por alúmina activada ≡ Al − OH + H + + F − ⇔ ≡ Al − F − + HOH
2.4.2.2. Fundamentos
Equilibrio iónico
Las reacciones de intercambio iónico son reversibles. Lavando la resina con
electrolito en exceso, la resina puede convertirse en la forma deseada de sal (Rousseau y
col., 1987).
RB + + A+ ↔ RA+ + B + (2.41)
La constante de equilibrio viene dada por:
87

109. 2. Introducción
K=
[RA ][B ]
+ +
[RB ][A ]
+ +
(2.42)
[ ] [ ]
Donde A + y B + son las concentraciones de los iones A y B en la disolución
y [RA ] y [RB ] las de los iones A y B en la resina.
+ +
Puesto que la solución y el sólido permanecen eléctricamente neutros durante el
proceso de intercambio se puede escribir:
q C0 − C *
K= (2.43)
q0 − q C *
Siendo
C0= concentración inicial de A+ en la solución.
C* = concentración de A+ en la solución en el equilibrio con la concentración de
A en la resina.
q = concentración de A en la resina en el equilibrio.
q0 = concentración de A en la resina si todo el A+ remplazase al B+.
Capacidad de intercambio de la resina
La capacidad intercambio es el número de cargas fijadas por unidad de volumen
o peso de la resina.
La capacidad de cambio iónico se puede expresar de varias formas. La
capacidad total es el número total de sitios utilizables para el cambio. Se determina
después de convertir la resina, por regeneración química, a una forma iónica dada. Una
vez hecho esto, el ion puede eluirse de una cantidad de resina concreta y determinarse
cuantitativamente en la solución resultante. La capacidad total puede expresarse en base
al peso seco, peso húmedo o volumen húmedo de resina.
88

110. 2. Introducción
La capacidad de operación es una medida del rendimiento útil que se puede obtener
con el material de cambio iónico, cuando se opera bajo unas condiciones determinadas.
Viene determinada por la capacidad total de la resina, el nivel de regeneración, la
composición de la solución tratada, el caudal a través de la columna, temperatura,
tamaño de partícula y otros factores.
⎛ meq ⎞ ⎛ keq ⎞
Capacidad= nº iones intercambiables/unidad de masa de la resina ⎜ ⎟ o⎜ 3 ⎟
⎝ l ⎠ ⎝m ⎠
Funcionalidad
La funcionalidad determina la composición química de los lugares de fijación
de cargas.
Porosidad
La porosidad determina el grado de apertura de la estructura del polímero. Las
resinas cambiadoras tienen una estructura porosa, dependiendo notablemente su
capacidad de esta propiedad. En el proceso de intercambio toman parte tanto los grupos
activos de la superficie como los que están dentro de los poros.
La forma y distribución de tamaño de los poros varía según la preparación de la
resina. El tamaño de los poros juega un papel importante en la selectividad de los
cambiadores iónicos, puesto que los materiales que tienen poros pequeños no son
adecuados para la recepción de iones de un cierto tamaño (efecto tamiz). Así,
cambiadores iónicos de estructura y tamaño de poro uniforme pueden ser aplicados a la
separación de iones basada en su tamaño. Las resinas con grado de reticulación elevado
tienen menor capacidad de hincharse y poseer poros pequeños, por lo cual, son más
sensibles a los tamaños iónicos, siendo más selectivas (Varcarcel y col., 1988).
89

111. 2. Introducción
Neutralidad eléctrica
En el intercambio iónico se debe preservar la neutralidad eléctrica. En el caso de
una resina catiónica, por cada catión entrante en la partícula de resina, otro anión
correspondiente debe entrar en la misma (Martínez y Rus, 2004). De igual manera, en
una resina de intercambio aniónica, por cada anión entrante debe entrar el catión
correspondiente.
Grado de ionización
La extensión de la reactividad para la resina de intercambio iónico de ácido débil
o de base débil, depende del pH de la disolución. Para resinas de ácido débil, la
capacidad de intercambio iónico es máxima para disoluciones de pH alto, del orden de 9
a 11 y pueden no mostrar capacidad de intercambio a pH por debajo de 3 o 4. En el caso
de las resinas de base débil la capacidad máxima de intercambio es para disoluciones de
pH bajo, (entre 3 y 7) y pueden no mostrar capacidad de intercambio a pH superiores a
9 (Martínez y Rus., 2004).
Selectividad
Es la propiedad de los intercambiadores iónicos por la que un intercambiador
muestra mayor afinidad a un ión que por otro. La selectividad de una resina por un ión
determinado se mide con el coeficiente de selectividad.
La selectividad depende de las interacciones electrostáticas que se establezcan
entre el ión y el intercambiador y de la formación de enlaces con el grupo ionogénico.
90

112. 2. Introducción
Hinchamiento
Se produce por la hidratación de los grupos iónicos fijados. El volumen de la
resina cambia a medida que se convierte a formas iónicas de diferente grado de
hidratación.
Cinética
La velocidad con la que tiene lugar el intercambio de iones, determina la porción
de la capacidad total de la resina que puede ser utilizada en una situación práctica
dinámica. Las cinéticas muy lentas, así como los problemas de solubilidad, limitan el
uso de cambiadores inorgánicos frente a las resinas orgánicas.
Las velocidades de cambio son más rápidas en sistemas acuosos y se hacen cada
vez más lentas cuando menos polar es el disolvente utilizado. La velocidad del proceso
de intercambio iónico está regulada por la difusión de los iones a través de la película en
contacto con la resina en el caso de bajas concentraciones de iones y por la difusión en
el interior de la partícula cuando las concentraciones son altas. El tamaño de la partícula
también es un factor determinante.
Estabilidad
La matriz de una resina se degrada rápidamente por agentes oxidantes
extremadamente fuertes como el ácido nítrico en ebullición o la mezcla ácido
nítrico/ácido crómico. El ataque a la resina se produce principalmente sobre su
esqueleto polimérico en el caso de cambiadores catiónicos y sobre los grupos
funcionales. Los límites de la estabilidad térmica vienen impuestos por la fuerza de los
enlaces de la estructura. Esta fuerza también es sensible al pH.
91

113. 2. Introducción
2.4.2.3. Configuraciones de proceso
La fase resina y la fase líquida en un proceso de intercambio iónico se puede
poner en contacto de diversas maneras. La determinación de la configuración depende
de la escala del tratamiento que se desea realizar. Se puede operar con procesos
semicontinuos, continuos y discontinuos dependiendo del tipo de unidad seleccionada
(Martínez y Rus., 2004).
Lecho fijo
Es la forma más común. El alimento pasa a través de un lecho de partículas de
resina hasta que la composición del efluente comienza a variar cuando se alcanza la
zona de ruptura. Entonces se interrumpe el alimento y se procede a la regeneración de la
resina.
La regeneración se puede llevar a cabo en el mismo sentido del proceso o en
sentido contrario (método más frecuente).
Si no se desea interrumpir el proceso durante la regeneración, se utilizan dos
lechos, uno en proceso y otro en regeneración.
Lecho fluidizado
Los lechos fluidizados se emplean con alimentos que contienen cantidades
apreciables de partículas. Las partículas dentro del alimento deben ser de tal tamaño y
densidad que puedan pasar a través del lecho fluidizado y salir de la corriente efluente
mientras deja la resina en el contenedor del lecho.
Este tipo de lechos puede trabajar en cascada de etapas, colocando varios lechos
en serie.
92

114. 2. Introducción
Lecho móvil
En este tipo de configuración, el lecho de resina es propulsionado, ya sea por
gravedad o mecánicamente, a través de la vasija contenedora. De esta forma se genera
un flujo continuo en contracorriente de alimento y de resina. Una vez saturada la resina,
ésta es separada del lecho para ser regenerada bien de forma periódica o continua.
Tanques agitados
El sistema de tanques agitados utiliza un impulsor de mezcla para conseguir que
la resina de intercambio iónico se encuentre bien mezclada en el tanque, con el alimento
líquido.
Este tipo de proceso solamente da una etapa de contacto. Se deberían conectar
varios tanques agitados en serie, con sedimentación periódica de la resina y flujo en
contracorriente para simular un proceso de flujo en contracorriente.
La resina debe ser extraída de forma periódica para su regeneración y
posteriormente se introduce de nuevo en la línea.
Desionización continua
Las unidades de desionización continua utilizan la tecnología de intercambio
iónico acoplada a la electrodiálisis. En este proceso, el lecho no se mueve ni requiere
una regeneración separada. Utiliza muchas cámaras de proceso con flujo paralelo.
Como el agua dentro del compartimento de la resina se queda agotada de iones, el
voltaje aplicado separa el agua en iones H+ y OH- . Estos iones regeneran las resinas de
intercambio catiónico in situ, consiguiendo la desionización continua.
93

115. 2. Introducción
2.4.2.4. Resinas selectivas de boro
En la actualidad, existen en el mercado diversas resinas empleadas para la
eliminación, de forma selectiva, de boro en aguas. Aún correspondiendo a diferentes
empresas, todas ellas están compuestas por el mismo grupo activo. Son resinas
poliestirénicas entrecruzadas macroporosas, siendo el grupo activo N-metil-D-
glucamina (NMG) (Simonnot y col., 1999, Nadav y col., 1999, De la Fuente y col.,
2005, Kabay y col., 2008).
Figura 2.31. Estructura de la resina selectiva N-metil glutamina (de la Fuente, 2005).
La capacidad de operación útil depende de la concentración de boro en el
alimento, el flujo, la eficacia de la regeneración y los límites de boro en la salida
(Marston y col., 2005).
En contraste con los proceso de intercambio iónico estándares, el NMG de la
resina captura el boro mediante un enlace covalente y forma un complejo de
coordinación interna. En el amplio rango de pH, el ácido bórico se añade al par cis-diol
del grupo funcional formando un éster complejo relativamente estable, cis-diol borato.
De los trabajos realizados por Boëseken y Vermaas (1935 ), Deson y Rosset (1968),
Pinon y col. (1968), es sabido que el boro es retenido de la siguiente forma: el ión
94

116. 2. Introducción
borato es acomplejado por dos grupos sorbitol y un protón es retenido por una amina
terciaria, mediante un mecanismo de intercambio aniónico en base débil.
La reacción se produce siguiendo el siguiente mecanismo (Simonnot y col.,
1999):
• Disociación del ácido bórico:
B (OH )3 ↔ [B (OH ) 4 ] + H +
−
• Formación del complejo de boro
B (OH ) − + 2 − CHOH − CHOH ↔ 4 H 2O +
4 (2.44)
• Protonación de la amina:
− CH 2 − N (CH 3 ) − CH 2 − + H + ↔ −CH 2 + N + H (CH 3 ) − CH 2 − (2.45)
Figura 2.32. Mecanismo de la reacción de captación de boro (Marston, 2005).
95

117. 2. Introducción
Figura 2.33. Resina metilglucamina con ácido bórico complejado (Jacob, 2007).
Cinética de la reacción
A diferencia del comportamiento de otras resinas de intercambio iónico, la N-
metil glutamina captura el boro mediante la formación de un enlace covalente formando
un complejo de coordinación interna. Por tanto la captación del boro es llevada a cabo
mediante un proceso de adsorción.
En el proceso de adsorción en columna, la solución acuosa fluye a través de un
lecho fijo de resina. Una porción del boro de la solución acuosa es retenida por el lecho
de resina. La fracción de boro adsorbida es A, y la fracción de boro remanente en la
solución acuosa que pasa a través de la resina es P. Es razonable asumir que la cantidad
que decrezca la fracción P será proporcional al incremento de A, como se representa en
la siguiente ecuación (Yilmaz, 2005):
dA
− = kAP (2.46)
dt
La ecuación 2.46 es no lineal, puede ser integrada con unas condiciones iniciales
en las que para un t0, la concentración de boro en la resina será A0
A(1 − A0 )
ln = k (t 0 − t ) (2.47)
A0 (1 − A)
96

118. 2. Introducción
De la misma forma, haciendo notar que P=1-A, la ecuación 2.47 se puede
reescribir como:
P0 (1 − P )
ln = k (t 0 − t ) (2.48)
P (1 − P0 )
Por definición, se denomina τ al tiempo necesario para que la concentración de
boro en el agua de salida corresponda a la mitad de la del agua de entrada 2.48 se podría
expresar como:
1
P= (2.49)
1 + exp[k (τ − t )]
y despejando t
1 ⎛ P ⎞
t =τ + ln⎜ ⎟ (2.50)
k ⎝1− P ⎠
La fracción de boro (P) que pasa a través de la resina es igual a C/C0. Siendo C
la concentración de boro en la solución acuosa a la salida de la resina y C0 la
concentración de boro del alimento. Por tanto la Ec. 2.40 se puede reescribir como:
1 ⎛ C ⎞
t =τ + ln⎜ ⎟ (2.51)
k ⎜ C0 − C ⎟
⎝ ⎠
De acuerdo con la ecuación 2.51 se puede representar el tiempo t frente a
Ln[C /(C0 − C )] pudiéndose obtener, a partir de la representación, el valor de τ y 1/k
respectivamente. Alternativamente, τ puede ser obtenida del tiempo de adsorción
cuando Ln[C /(C0 − C )] =0 ya que por definición τ es el tiempo de adsorción cuando
C=1/2C0.
Acordando que el lecho de resina puede ser totalmente saturado a 2τ, la cantidad
de boro retenido por la resina (We) se calcularía (Yilmaz y col., 2005):
97

119. 2. Introducción
We = 1 Ce F (2τ ) = Ce Fτ
2 (2.52)
Esta ecuación establece la relación entre la capacidad de adsorción de la
columna (We), la concentración de boro de la solución (Ce), el flujo de líquido (F) y el
tiempo de rotura 50% (τ).
Regeneración de la resina
Se han realizado diversos estudios con el fin de optimizar la eficacia de la
regeneración de este tipo de resinas (Simonnot y col., 1999, Nadav y col., 1999, de la
Fuente y col., 2005, Marston y col., 2005). En un principio la regeneración se llevaba a
cabo en una sola etapa, empleando un ácido, pero posteriormente se ha comprobado la
eficacia de llevar a cabo un doble tratamiento, primero ácido y posteriormente básico.
En el proceso de eliminación de boro, el polímero del enlace cis-diol borato es
hidrolizado y el boro es eluido de la resina. La hidrólisis de liberación del boro es
relativamente fácil a pH bajo, cercano a 1, por tanto, se requiere una dilución ácida para
eliminar el boro de la resina.
La regeneración en dos etapas se realiza con un ácido y una base:
1- Etapa ácida (ejemplo ácido sulfúrico al 10%, 50 g/L) para arrastrar el boro. Ya
que el grupo funcional de la N-metil glutamina se encuentra enlazado al grupo
estirénico principal a través del átomo de nitrógeno terciario, se requiere una
etapa con una elución de ácido para romper dicho enlace. Se requiere una
concentración de ácido de más de 0,9 moles/L por cada mol de BSR,
simplemente para acomodar las necesidades de los átomos de amina terciaria
mientras reacciona con el ácido para formar la sal conjugada de ácido. Como
resultado se produce un elevado consumo de ácido por los nitrógenos de la
98

120. 2. Introducción
NMG, mucho más del ácido requerido para el proceso de elución propiamente.
Solo después de que los enlaces de los átomos de nitrógeno hayan sido
protonados, el ácido puede acumularse alrededor del enlace del complejo del
éster cis-diol borato para liberar el boro mediante una reacción de hidrólisis.
2-Etapa básica (ejemplo hidróxido sódico 4%, 45 g/L, o hidróxido amónico 4%
50 g/L) para devolver la resina a su estado inicial y eliminar las sales ácidas.
Entre ambos procesos y al finalizar, se debe llevar a cabo una limpieza con agua
para desplazar ambos reactivos y neutralizar el eluyente.
Figura 2.34. Ácido conjugado formado en la primera etapa de la regeneración.
2.4.3. Otras técnicas de eliminación de boro
Los métodos más empleados para la eliminación de boro son la ósmosis inversa
y el intercambio iónico. No obstante, existen otros procedimientos que han sido
adaptados y estudiados con este fin.
Los otros métodos estudiados para la eliminación de boro son procesos de
membranas, como la ultrafiltración y la electrodiálisis. También se ha estudiado la
adsorción con compuestos de hidrocalcita, con compuestos de carbón y cenizas
volantes.
El método alternativo más estudiado es la electrodiálisis. La eliminación de boro
en este proceso depende del tipo de membrana de electrodiálisis empleada, el pH de la
99

121. 2. Introducción
solución, el grado de salinidad, la concentración de boro en el alimento (Yazicigil y
col., 2006). En condiciones óptimas, para aguas que contienen concentraciones de boro
de 4,5 mg/L o superiores no se puede reducir el valor a 0,3-0,5 mg/L (Melnyk y col.,
1999). Se ha observado que el mayor rechazo de boro se produce cuando se alcanza un
pH del agua de alimento de 9,5 (Ayildiz y col., 2005).
La electrodiálisis también ha sido planteada como tratamiento de las
disoluciones procedentes de la regeneración en procesos de eliminación de boro con
resinas para reducir la contaminación de las mismas (Melnyk y col., 2005).
La eliminación mediante ultrafiltración requiere la formación previa de un
complejo entre el borato y un alcohol polivinílico (Sinton y col., 1986, Smith y col.,
1995, Smith y col., 1999).
Algunos trabajos presenta la posibilidad de eliminar boro por adsorción en
carbón y en cenizas volantes (Polat y col., 2004, Ozturk y col., 2005). En ensayos
realizados en columnas a escala laboratorio y tratando aguas procedentes de desalación,
se obtienen rechazos de boro superiores al 90%, pero trabajando a pH superiores a 9.
Otro método de adsorción que se ha planteado emplea compuestos de
hidrocalcita ( Mg-Fe(HTFe) y Mg-Al (HTAl)) como compuestos de adsorción (Pastor y
col., 2006). En este caso, el boro también es retenido en forma de borato y se han
obtenido resultados mejores con HTAl (capacidad de retención de 14 mgB/g) que con
HTFe (capacidad de retención de 3,6 mgB/g).
Por último, mencionar que incluso se ha planteado, a escala laboratorio, la
eliminación del boro, en forma de borato, mediante intercambio con un equilibrio
líquido-liquido entre el agua y una sustancia inmiscible (Pieruz y col., 2004).
100

122. 2. Introducción
2.5. OBJETO Y ALCANCE DE LA PRESENTE INVESTIGACIÓN
Debido al incremento actual del aporte de agua procedente de la desalación para
el consumo humano y las previsiones de crecimiento de la desalación como fuente de
abastecimiento y como agua de regadío, la reducción de la concentración de boro en las
aguas desaladas, con el fin de cumplir los criterios de calidad establecidos, ha supuesto
un cambio en el planteamiento del proceso de desalación. Se estudian posibles
alternativas que permitan la reducción de este ión de la forma más rentable.
Para la reducción de la concentración de boro en las aguas procedentes de la
desalación, éstas deben ser sometidas a un segundo tratamiento.
Los métodos más empleados y estudiados para la eliminación de boro son la
ósmosis inversa y el intercambio iónico. Respecto a la investigación realizada por otros
autores sobre estos procesos cabe indicar:
- La mayoría de los experimento, tanto con membranas como con resinas, se
realizan a escala laboratorio no presentándose datos en planta piloto.
- En la mayoría de los artículos se señala que el pH influye en el rechazo de
boro por favorecer su presencia en forma de ión borato sin considerar la
influencia que este parámetro ejerce en el propio comportamiento de la
membrana.
- Se han encontrado trabajos que comparan el comportamiento de diferentes
membranas de agua de mar respecto al rechazo de boro pero no se ha
realizado esta comparativa con membranas de agua salobre.
- Se han presentado trabajos en los que se compara el comportamiento de
diferentes resinas para la eliminación de boro tratando aguas residuales, pero
su comportamiento con aguas desaladas ha sido menos estudiado.
101

123. 2. Introducción
- La mayoría de los estudios económicos que se presentan son de carácter
teórico, simulándose el comportamiento de resinas y membranas a partir de
los datos ofertados por los fabricantes y de los programas de diseño de los
mismos.
El objetivo general de esta investigación ha sido profundizar en el estudio de la
eliminación de boro de las aguas procedentes de la desalación mediante las dos
alternativas más viables actualmente, la ósmosis inversa y el intercambio iónico. Para
ello se han planteado los siguientes objetivos específicos:
• Montaje y puesta en marcha de una planta de ósmosis inversa a escala piloto,
alimentada con agua de mar desalada procedente de la desaladora Canal de
Alicante (Alicante).
• Estudio comparativo de tres membranas comerciales de aguas salobres de
diferentes fabricantes. Se estudia el comportamiento en función del pH del flujo
de permeado, el rechazo de sales y de boro.
• Estudio cinético de la influencia del pH en la eliminación de boro en el
tratamiento con membranas de ósmosis inversa.
• Valoración económica del proceso de eliminación de boro mediante una
segunda etapa de ósmosis inversa.
• Montaje y puesta en marcha de una planta de intercambio iónico a escala piloto,
alimentadas con agua de mar desalada procedente de la desaladora Canal de
Alicante (Alicante).
• Estudio comparativo de tres resinas comerciales de eliminación de boro de
diferentes fabricantes. Se analiza el comportamiento frente al boro, a otros iones
presente en el agua de alimento, así como de los parámetros cinéticos del
proceso.
• Valoración económica del proceso de eliminación de boro mediante resinas de
intercambio iónico.
• Propuestas viables para la reducción del boro en el agua desalada a los niveles
recomendados en los criterios de calidad del agua de consumo humano.
102

124. 3. INSTALACIONES
EXPERIMENTALES
103

125. 104

126. 3. Instalaciones experimentales
3.1. PLANTA PILOTO DE ÓSMOSIS INVERSA
La planta piloto de ósmosis inversa ha sido diseñada para el tratamiento de agua
previamente desalada (figura 3.1). La capacidad de producción de la planta es de 220
L/h (5,3 m3/día).
Figura 3.1. Detalle de la planta de ósmosis inversa
La instalación dispone de una única membrana de ósmosis inversa de 4”. Cuenta
con las conducciones necesarias para poder recircular parte del concentrado
introduciéndolo de nuevo como alimento. De esta forma se aumenta la conversión
global del proceso y se puede simular el comportamiento de las distintas membranas de
un tubo de presión. En el anexo I se especifican las características técnicas de los
materiales y equipos de la planta piloto ósmosis inversa.
En la figura 3.2 se muestra el diagrama de flujo de la instalación. La planta piloto
dispone de los siguientes elementos:
- Depósito de agua de alimento de 1 m3.
105

127. 3. Instalaciones experimentales
- Bomba de alimento.
- Dosificación de reactivos.
o Bomba y depósito para la dosificación de una base. Inyección del
reactivo en la entrada de agua de alimento al depósito inicial.
o Bomba y depósito para la dosificación de antiincrustante (para los casos
en los que fuera necesaria su dosificación).
- Equipo de O.I.
o Bomba de alta presión, controlada con variador de frecuencia.
o Tubo de presión para alojar una membrana de arrollamiento en espiral de
4” de diámetro.
- Depósito de limpieza y desplazamiento.
- Instrumentación y control.
o 4 rotámetros, para el control de los caudales de alimento, permeado,
concentrado y recirculado del concentrado.
o pH-metro en el depósito de alimentación.
Figura 3. 2. Diagrama de flujo de la planta piloto de ósmosis inversa.
106

128. 3. Instalaciones experimentales
3.2. PLANTA PILOTO DE RESINAS DE INTERCAMBIO IÓNICO
La planta piloto de resinas de intercambio iónico se ha diseñado garantizando su
funcionamiento en continuo. Dispone de dos columnas de resinas, que trabajarán
alternativamente, de forma que una de ellas pueda estar regenerándose mientras que la
otra continúa en funcionamiento. En la figura 3.3 se muestra una imagen de la misma.
Figura 3.3. Detalle de la planta de resinas de intercambio iónico.
La capacidad de tratamiento de la instalación es de 160 L/h (3,8 m3/día). En el
anexo I se especifican las características técnicas de los materiales y equipos de la
planta piloto de resinas de intercambio iónico. En la figura 3.4 se muestra el diagrama
de flujo de la instalación.
Dispone de los siguientes elementos:
- Depósito de agua de alimento, con agitador, de 500 L de capacidad.
- Bombeo de aporte de agua a las columnas.
- 2 Columnas de intercambio iónico. La capacidad de cada columna es de 10 L de
resina. Difusor de columna de intercambio iónico comercial de PVC ranurado.
- Equipo de regeneración de la resina.
107

129. 3. Instalaciones experimentales
o Tratamiento ácido.
Bomba dosificadora.
Depósito de regenerante ácido de 50 L.
o Tratamiento básico.
Bomba dosificadora.
Depósito de regenerante básico de 50 L.
o Desplazamiento con agua producto.
Bomba dosificadora.
Bomba de desplazamiento
Depósito de agua para desplazamiento de 50 L.
o Neutralización de aguas procedentes de la regeneración.
Depósito de neutralización, con agitador, de 200 L de capacidad.
Bomba de tratamiento ácido para neutralización.
Bomba de tratamiento básico para neutralización
- Instrumentación y control.
o Caudalímetro, para el control del alimento.
o pH-metro, para el control del estado del agua neutralizada.
Figura 3.4. Diagrama de flujo planta piloto de resinas de intercambio iónico.
108

130. 3. Instalaciones experimentales
3.3. ESPECIFICACIONES TÉCNICAS DE LAS MEMBRANAS DE
ÓSMOSIS INVERSA
Todas las membranas seleccionadas para el presente trabajo presentan similares
características.
Al utilizarse para el tratamiento de agua previamente desalada mediante un
proceso anterior de ósmosis inversa, se ha seleccionado membranas para el tratamiento
de aguas salobres. Por tanto, no se ha analizado membranas de agua de mar, aunque es
bien sabido que generalmente presentan un rechazo de boro superior.
Dentro de las membranas de agua salobre, existe una gran diversidad en el
mercado. Las diferencias fundamentales entre unas y otras radican en dos aspectos: el
rechazo de sales que presentan y la presión de trabajo que requieren. Estas diferencias
son debidas a la composición química de la membrana y a las especificaciones del
empaquetamiento.
Para la realización del estudio se han seleccionado tres membranas con una
buena relación entre la presión de trabajo-rechazo de sales. Se han escogido membranas
intermedias, que presentan rechazos de sales óptimos a presiones de trabajo medias. No
se han seleccionado ni membranas de muy baja presión, que presentarían porcentajes de
rechazo de boro muy bajos, ni membranas que requieran altas presiones y que
encarecerían notablemente el proceso.
Las membranas corresponden a tres fabricante diferentes: Toray, Hydranautics y
Filmtec. Son membranas compuestas de poliamida aromática entrecruzada y presentan
una configuración en arrollamiento en espiral.
109

131. 3. Instalaciones experimentales
3.3.1.Toray TM710
La membrana seleccionada de la empresa Toray corresponde al modelo
TM710. En la tabla 3.1 se resumen sus características.
Tabla 3.1. Especificaciones membrana TM710 Toray.
Características
Compuesta poliamida
Tipo de membrana
aromática entrecruzada
Tipo de arrollamiento Espiral
Área de superficie de membrana 7 m2
Especificaciones de funcionamiento
Presión 110 psi
Temperatura 25ºC
Concentración del alimento 2000 mg/l como NaCl
Conversión 15 %
pH alimento 7
Rechazo de sales 99,5%
Flujo de producto 8,3 m3/día
Límites de operación
Máxima presión de operación <600 psi
Temperatura máxima de agua de
<45ºC
alimento
Máximo SDI15 <5
Concentración de cloro en el alimento No detectable
Rango de pH del agua de alimento
2-11
operando en continuo
Rango de pH del agua de alimento en
1-12
operaciones de limpieza
Presión máxima por elemento 15 psi
Presión máxima por tubo de presión 60 psi
(Elaborada a partir de ficha técnica del producto)
Las dimensiones de la membrana se presentan en la figura 3.5.
Figura 3.5. Dimensiones membrana Toray TM710.
110

132. 3. Instalaciones experimentales
3.3.2. Hydranautics ESPA2-4040
La membrana seleccionada de la empresa Hydranautics corresponde al
modelo ESPA2-4040. En la tabla 3.2 se resumen sus características.
Tabla 3.2. Especificaciones membrana ESPA2-4040 Hydranautics.
Características
Tipo de membrana Compuesta poliamida
Tipo de arrollamiento Espiral
Área de superficie de membrana 7,87m2
Especificaciones de funcionamiento
Presión 150 psi
Temperatura 25ºC
Concentración del alimento 1500 mg/l como NaCl
Conversión 15 %
pH alimento 6,5-7
99,6%
Rechazo de sales
Mínimo 99,4%
Flujo de producto 7,2 m3/día
Límites de operación
Máxima presión de operación <600 psi
Temperatura máxima de agua de
<45ºC
alimento
Máximo SDI15 <5
Concentración de cloro en el alimento <0.1 ppm
Rango de pH del agua de alimento
3-10
operando en continuo
Máximo flujo de alimento 3,6 m3/h
Presión máxima por elemento 10 psi
Máxima relación concentrado
5:1
perneado por elemento
(Elaborada a partir de ficha técnica del producto)
Las dimensiones de la membrana se presentan en la figura 3.6.
Figura 3.6. Dimensiones membrana Hydranautics ESPA2-4040.
111

133. 3. Instalaciones experimentales
3.3.3. Filmtec BW30-4040
La membrana seleccionada de la empresa Filmtec corresponde al modelo
BW30-4040. En la tabla 3.3 se resumen sus características.
Tabla 3.3. Especificaciones membrana BW30-4040 de Filmtec.
Características
Tipo de membrana Poliamida compuesta de
capa fina
Tipo de arrollamiento Espiral
Área de superficie de membrana 7,6 m2
Especificaciones de funcionamiento
Presión 15.5 bar
Temperatura 25ºC
Concentración del alimento 2000 mg/L como NaCl
Conversión 15 %
pH alimento 7
Rechazo de sales 99,5%
Flujo de producto 9,1 m3/día
Límites de operación
Máxima presión de operación <600 psi
Temperatura máxima de agua de <45ºC
alimento
Máximo SDI15 <5
Concentración de cloro en el alimento <0,1 ppm
Rango de pH del agua de alimento 2-11
operando en continuo
Rango de pH del agua de alimento en 1-12
operaciones de limpieza
Presión máxima por elemento 3,6 m3/h
Caudal máximo de alimento 60 psi
(Elaborada a partir de ficha técnica del producto)
Las dimensiones de la membrana se presentan en la figura 3.7.
Figura 3.7. Dimensiones membrana Filmtec BW30-4040.
112

134. 3. Instalaciones experimentales
3.4. ESPECIFICACIONES TÉCNICAS DE LAS RESINAS DE
INTERCAMBIO IÓNICO
Se han seleccionado tres resinas comerciales de diferentes fabricantes: Rohm
and Haas, Purolite y Dow. Las resinas son de uso específico para la eliminación de
boro y son aptas para su uso con aguas salobres. Las tres resinas presentan
características similares.
3.4.1 Rohm and Haas, Amberlite IRA 743
En la tabla 3.4 se resumen las principales características de la resina, obtenidas a
partir de la ficha técnica del fabricante.
Tabla 3.4. Especificaciones resina IRA 743 de Rohm and Haas.
Características
Matriz Poliestireno Macroporosa
Grupo funcional N-Metilglucamina
Apariencia Bolitas de color beige
Forma iónica Libre de base
Capacidad total 0.8 eq/L
Contenido de Agua 49 - 56 % libre de base
Peso de transporte 700 g/L (43.7 lbs/ft3)
Condiciones de operación
Temperatura máxima de operación <75ºC
Caudal 4 -30 BV/h
Regeneración
Operación Caudal Disolución Minutos Cantidad
Servicio 4 - 30 BV/h Agua de entrada
3.5-5 %
1.5 - 2
Regeneración 35 g/L H2SO4 (100 %) 30 - 60 1 BV
BV/h
50 g/L HCl (100 %)
Lavado Agua Tratada 60 3 BV
2.5 %
Regeneración 2 - 3 BV/h 45 2 BV
28 g/L NaOH (100 %)
Lavado Agua Tratada 40 2 BV
Mínima profundidad de lecho 700 mm
(elaborada a partir de ficha técnica del producto).
113

135. 3. Instalaciones experimentales
3.4.2 Purolite S-108
En la tabla 3.5 se resumen las principales características de la resina, obtenidas a
partir de la ficha técnica del fabricante.
Tabla 3.5. Especificaciones resina S-108 de Purolite.
Características
Matriz Poliestireno Macroporosa - DVB
Grupo funcional Amino Complejo
Apariencia Bolitas esféricas
Forma iónica Cl-
Capacidad total 0.8 eq/L
Contenido de Agua 52-58 %
Peso de transporte 655 - 680 g/L (43.7 lbs/ft3)
Condiciones de operación
Temperatura máxima de operación <60ºC
Caudal 4-30 BV/h
pH 1-13
Regeneración
Operación Caudal Disolución Minutos Cantidad
Servicio 4 -30 BV/h Agua de entrada
Contralavado 5-7.5 m/h Agua de entrada 5 - 20 1.5 - 4 BV
10 % H2SO4
Regeneración 1 - 2 BV/h 15 - 30 0.5 BV
10 % HCl
Agua de
Lavado 1 - 2 BV/h 15 - 30 0.5 BV
entrada/Tratada
4 % NaOH
Regeneración 3 BV/h 30 1.6 BV
4 % NH4OH
Lavado Hasta un pH aceptable
Expansión del contralavado 50 - 75 %
Mínima profundidad de lecho 700 mm
(elaborada a partir de ficha técnica del producto).
114

136. 3. Instalaciones experimentales
3.4.3. Filmtec XUS-43594.00
En la tabla 3.6 se resumen las principales características de la resina, obtenidas a
partir de la ficha técnica del fabricante.
Tabla 3.6. Especificaciones resina XUS-43594.00 de Filmtec.
Características
Poliestireno Macroporosa -
Matriz
DVB
Grupo funcional N-Metilglucamina
Apariencia Bolitas esféricas
Forma iónica Cl-
Capacidad total 0.7 eq/L
Contenido de Agua 51 - 59 %
Peso de transporte 635 - 650 g/L (41 lbs/ft3)
Condiciones de operación
Temperatura máxima de operación <60ºC
Caudal 4 - 30 BV/h
pH 6 - 10
Regeneración
Operación Caudal Disolución Minutos Cantidad
Servicio 5 - 60 m/h Agua de entrada
1 - 10 m/h 0.5 - 0.8 %H2SO4
Regeneración
5 - 20 m/h 1 - 5 % HCl
Regeneración 1 - 10 m/h 2 - 5 % NaOH
Lavado total 2 - 4 BV
Expansión del contralavado 50 - 75 %
Mínima profundidad de lecho 800 mm
(elaborada a partir de ficha técnica del producto).
115

137. 116

138. 4. MATERIALES Y
PROCEDIMINTO
OPERATIVO
117

139. 118

140. 4. Materiales y procedimiento operativo
4.1. CARACTERÍSTICAS Y PROCEDENCIA DEL AGUA A
TRATAR
El agua que se ha empleado como alimento procede de la desaladora Canal de
Alicante.
La desaladora Canal de Alicante tiene una capacidad de producción de 66.000
m3/día, con 8 líneas de producción. Capta el agua de abastecimiento del mar y trabaja a
conversiones del orden del 45%. El agua producida es destinada al consumo humano.
Para la realización de los ensayos, las plantas piloto han sido ubicadas en las
instalaciones de la propia desaladora. De esta forma se ha podido trabajar en continuo,
alimentando las instalaciones directamente del agua permeada producida por la
desaladora Canal de Alicante, sin pasar por ningún depósito intermedio. El agua es
captada antes de su remineralización, directamente de los tubos de presión.
La tabla 4.1 muestra parámetros de calidad del agua de la desaladora de
Alicante. Los datos han sido extraídos de análisis proporcionados por la explotación y
corresponden al agua final que sale de la planta, una vez remineralizada. Los rangos que
se indican para los parámetros son los obtenidos durante el periodo de tiempo en el que
se han realizado los diferentes ensayos experimentales.
El agua que ha alimentado a la planta piloto procede directamente de la línea de
ósmosis inversa, antes de su remineralización. Por tanto la concentración de calcio y el
pH difieren de los datos mostrados en la tabla anteriormente mencionada. La
concentración de calcio es de unos 2 mg/L.
119

141. 4. Materiales y procedimiento operativo
Tabla 4.1. Características físico-químicas del agua de la Planta Desaladora “Canal de Alicante”.
PARÁMETRO VALOR UNIDADES
Caracteres organolépticos
Color <1-1 mg/L Pt/Co
Olor 1 Ind. de dil.
Sabor 1 Ind. de dil.
Turbidez 0,21-0,28 UNF
Caracteres físico-químicos
Amonio <0,1 mg/L
Carbono orgánico total <0,5 mg/L
Cianuros totales <5 mg/L
Cloro residual combinado <0,05 mg/L
Cloro residual libre 0,62-0,82 mg/L
Índice de langelier -0,8 a +0,14
Bicarbonatos 48,8-46 mg/L
Calcio 10,6-15,3 mg/L
Carbonatos <5,0-6,0 mg/L
Conductividad a 20ºC 496-590 μS/cm
pH 8,0-8,7 U. pH.
Temperatura 20,0-21,4 ºC
Nitritos <0,05 mg/L
Oxidabilidad 0,5 mg O2/L
Cationes mayoritarios
Sodio 81,9-105,3 mg/L
Aniones
Bromatos <10 μg/L
Cloruros 142,3-161,3 mg/L
Fluoruros <0,100-0,102 mg/L
Nitratos <1,0 mg/L
Sulfatos <5,0 mg/L
Metales
Aluminio 21-41 μg/L
Antimonio <2 μg/L
Arsénico <2 μg/L
Boro 1,079-1,41 mg/L
Cadmio <1 μg/L
Cobre 0,004-0,007 μg/L
Cromo <2 μg/L
Hierro 23-54
μg/L
Manganeso <2
μg/L
Mercurio <0,1
Niquel <2 μg/L
Plomo <2 μg/L
Selenio <2 μg/L
Durante los estudios se ha producido alguna ligera variación en las
características de dicho alimento, a causa de la modificación en las condiciones de
operación de la instalación industrial. Las tablas 4.2 y 4.3 muestran los rangos de los
120

142. 4. Materiales y procedimiento operativo
parámetros más significativos dentro de los cuales se ha operado con membranas y con
resinas.
Tabla 4.2. Rango de parámetros físico químicos del agua de alimento durante la experimentación
con membranas.
PARÁMETRO VALOR UNIDADES
Conductividad sin basificar, a 20ºC 820-920 μS/cm
Conductividad a pH próximo a 11, a 20ºC 1078-1327 μS/cm
Boro 1,52-2,65 mg/L
Temperatura 18,0-26,7 ºC
Tabla 4.3. Rango de parámetros físico químicos del agua de alimento durante la experimentación
con resinas.
PARÁMETRO VALOR UNIDADES
Conductividad a 20ºC 777-1038 μS/cm
Boro 1,38-1,94 mg/L
Temperatura 15,6-27,4 ºC
121

143. 122

144. 4. Materiales y procedimiento operativo
4.2. PROCEDIMIENTO OPERATIVO
4.2.1. Eliminación de boro mediante una segunda etapa de ósmosis inversa
4.2.1.1. Estudio de la influencia del pH del agua de aporte en la eliminación de
boro y comparación entre membranas
En la primera etapa del estudio se han caracterizado las membranas
seleccionadas, estableciéndose las condiciones de operación de las mismas. Para ello se
ha mantenido estable el valor de pH y se ha modificado la conversión. Se han medido
los parámetros físicos del proceso, así como tomado muestras para el análisis de la
concentración de boro y otros iones mayoritarios.
Se han establecido los siguientes caudales de permeado (L/h): 150, 180, 200,
220, 250, 270 y 290.
Estos experimentos se han repetido modificando el pH, entre el valor del agua de
alimento proporcionada por la desaladora de Alicante y los valores establecidos por los
fabricantes como máximos para el funcionamiento y limpieza de las membranas. En un
principio se ha establecido los siguientes valores de pH para la realización de las
pruebas: 7; 7,5; 8; 8,5; 9; 9,5; 10; 10,5; 11.
123

145. 4. Materiales y procedimiento operativo
4.2.1.2. Selección de condiciones para la reducción de la concentración de boro a
0,5 mg/L y a 0 mg/L
Una vez caracterizadas las membranas se han repetido los experimentos,
estableciendo un valor de conversión determinado y variando en este caso el pH del
agua de alimento. A diferencia del apartado anterior, en este caso se ha ido aumentando
el pH en 0,1 unidades para el rango de pH entre 9 y 10,5.
4.2.1.3. Variación de la conversión de trabajo mediante la recirculación de parte
del rechazo
Mediante la recirculación de la salmuera se ha aumentado la conversión global
del proceso, simulando conversiones de operación mayores. Se han establecido dos
valores de pH para cada membrana, que son los determinados en el apartado anterior,
para reducir el boro por debajo del límite de detección y a 0,5 mg/L.
4.2.1.4. Evolución del rendimiento de la membrana trabajando en forma continua
a pH elevado
Con el fin de evaluar el rendimiento de las membranas cuando operan durante
largo tiempo en las condiciones de pH elevado, que exige la reducción de boro, se ha
trabajado con una de las membranas durante nueve meses de forma continuada. Para
llevar a cabo el presente ensayo se utilizó la membrana Filmtec BW30 4040. Se ha
establecido como pH del proceso 10 y una conversión del 15%. Estas condiciones de
operación han sido determinadas en experimentaciones anteriores.
124

146. 4. Materiales y procedimiento operativo
4.2.2. Reducción de boro mediante resinas de intercambio iónico
4.2.2.1. Estudio de la eliminación de boro
En esta parte del estudio se ha analizado el comportamiento de las resinas
seleccionadas, estableciéndose las condiciones de operación de las mismas.
Se han medido los parámetros físicos del proceso, así como tomado muestras
para analizar la concentración de boro. La planta piloto ha sido diseñada para trabajar
con un caudal de 160 L/h, conteniendo un volumen de resina de 10 L en cada columna.
Para el estudio del comportamiento de las resinas se han utilizado los parámetros
de operación establecidos por los fabricantes, tanto para su funcionamiento, como para
la regeneración de las mismas.
4.2.2.2 Estudio de la eliminación de otros iones
A partir de la experimentación descrita en el apartado 4.2.2.1 se han tomado
muestras para analizar la concentración de sodio, potasio, calcio y magnesio en el agua
tratada con el fin de analizar el comportamiento de la resina frente a estos cationes.
125

147. 126

148. 4. Materiales y procedimiento operativo
4.3. EQUIPAMIENTO PARA EL ANÁLISIS
La determinación de boro en laboratorio se puede llevar a cabo mediante tres
procedimientos (APHA-AWWA-WPCF, 2005): métodos colorimétricos, de plasma de
acoplamiento inductivo y cromatografía iónica.
Los métodos colorimétricos analizan el boro en forma de ácido bórico mediante
la formación de un complejo con él (método de la curcumina y método del carmín).
Para garantizar la determinación de todo el boro presente en la muestra, dentro del
procedimiento de estos métodos se incluye la acidificación de las muestras.
El análisis por cromatografía iónica determina la concentración de boro en forma
de borato (Vanatta y col., 1999). Para determinar la concentración total de boro sería
necesario tratar las muestras basificándolas antes de proceder al análisis.
La Espectroscopia de Emisión por Plasma de Acoplamiento Inductivo analiza el
boro en su forma elemental. En principio no se requiere ningún tratamiento especial,
aunque en la práctica se trabaja en medio nítrico (2 %) para favorecer la estabilidad de
las muestras.
Debido a que uno de los parámetros que se ha tenido en cuenta en el presente
trabajo es el pH y que por tanto las muestras a analizar han cubierto un amplio rango del
mismo, se ha seleccionado como método de análisis la Espectroscopia de Emisión por
Plasma de Acoplamiento Inductivo para la determinación del boro y del resto de los
cationes. Este método permite tratar todas las muestras de igual manera antes de ser
analizadas, estando éstas al 2 % en medio nítrico. Con los otros métodos, en función del
pH de trabajo se tendrían que haber utilizado diferentes cantidades de reactivos para
llevarlo a un medio ácido o básico, según requiriera el método.
127

149. 4. Materiales y procedimiento operativo
El equipo empleado se corresponde al modelo 4300 de Perkin Elmer. Las
muestras se procesan sin diluir y acidificadas. En la figura 4.1 se muestra una fotografía
del mismo.
Figura 4.1. Espectrómetro de emisión óptico de plasma por acoplamiento inductivo Perkin Elmer
4300.
El límite de detección (LOD) de boro calculado para este equipo es de 0,02
mg/L, mientras que el límite de cuantificación (LOQ) es de 0,08 mg/L. Por otra parte el
LOD para el sodio es de 0,006 mg/L y el LOQ de 0,02 mg/L.
El pH y la conductividad se han determinado usando el equipo Sevenmulti de la
marca Mettler-Toledo. Se ha calibrado con patrones para el pH de 4,00; 7,02; 9,21 y 11,
de Crison. La conductividad se ha calibrado con disoluciones de 147 µS/cm (25ºC) y
1.413 µS/cm (25ºC) de Crison, dándose los resultados compensados a 20ºC.
128

150. 4. Materiales y procedimiento operativo
4.4. REACTIVOS UTILIZADOS
A lo largo de la experimentación se han utilizado reactivos químicos:
• para la basificación del agua tratada mediante una segunda etapa de ósmosis
inversa.
• para la regeneración de la resina mediante una acidificación y una posterior
basificación.
• en la acidificación de las muestras para su análisis mediante Espectroscopia de
Emisión por Plasma de Acoplamiento Inductivo.
Tanto en los procesos de ósmosis inversa como en la regeneración de resinas de
intercambio iónico, los ácidos que se suelen emplear son HCl o H2SO4. El segundo
presenta una considerable ventaja económica frente al primero, pero su manipulación
resulta mucho más peligrosa. Por ese motivo, el ácido empleado en los ensayos
realizados con las plantas piloto ha sido el ácido clorhídrico.
Una vez obtenidas las muestras, se debe proceder a su estabilización mediante la
nitrificación para su posterior análisis mediante plasma.
Los reactivos empleados en los diferentes ensayos se indican en la tabla 4.4.
Tabla 4.4. Reactivos utilizados.
Reactivo %(p/p) Nº CAS
HCl 30-32% calidad industrial 7647-01-0
Na(OH) 48-50% calidad industrial 1310-73-2
HNO3 69,5% para análisis 7697-37-2
129

151. 4. Materiales y procedimiento operativo
4.4.1. Secuencia de regeneración de las resinas
La regeneración de las resinas se ha realizado atendiendo a las especificaciones
de los fabricantes. Aunque en un principio establecen algunas diferencias en las
concentraciones de las disoluciones y los tiempos de proceso, se ha establecido la
misma secuencia para las tres.
Los pasos que se han seguido es la regeneración son los siguientes:
1- Tratamiento con HCl al 3,5%:
Volumen: 10 L (1 BV) Tiempo: 40 min Caudal: 15 L/h.
2- Lavado con agua:
Volumen: 20 L (2 BV) Tiempo: 40 min Caudal: 30 L/h.
3- Tratamiento con NaOH al 2,5%:
Volumen: 11,2 L (1,12 BV) Tiempo: 30 min Caudal 16,6 L/h.
4- Lavado con agua:
Volumen: 20 L (2 BV) Tiempo: 40 min Caudal: 30 L/h.
5- Lavado rápido con agua:
Volumen: 16,7 L (1,67 BV) Tiempo: 5 min Caudal de 200 L/h.
130

152. 4. Materiales y procedimiento operativo
4.5. CÁLCULOS
4.5.1. Ósmosis inversa
El flujo de permeado a través de la membrana se calcula a partir de los caudales
experimentales de permeado y del área de membrana que indica el fabricante.
Jpermeado (Flujo de permeado (m3/día/m2)) = (caudal de permeado)/(área de la membrana)
(4.1)
El porcentaje de rechazo de boro por la membrana debe considerar que la
concentración de este elemento aumenta progresivamente a lo largo del tubo de presión.
Para simplificar dicho cálculo, se toma como concentración a lo largo de la membrana
una media entre la concentración del alimento y de la salmuera (Rodríguez y col. 2001;
Quin y col, 2005).
% rechazo de boro = (1-[B]permeado/(([B]alimento+[B]rechazo)/2))*100 (4.2)
El porcentaje de rechazo de sodio por la membrana se ha realizado, de igual
manera, atendiendo a la consideración anterior, se toma como concentración a lo largo
de la membrana una media entre la concentración del alimento y de la salmuera.
% rechazo de sodio = (1-[Na]permeado/(([Na]alimento+[Na]rechazo)/2))*100 (4.3)
131

153. 4. Materiales y procedimiento operativo
4.5.2. Intercambio iónico
El volumen de agua tratada en el proceso de intercambio iónico se ha referido al
volumen de lecho empleado en el proceso, con el fin de poder analizar los resultados
obtenidos en los diferentes ensayos y poder comparar los mismos.
V= Vagua tratada/Vlecho de resina (4.4)
A partir de los datos obtenidos experimentalmente, se ha representado, de forma
gráfica, el tiempo, t, frente a Ln[C /(C0 − C )] , pudiéndose obtener, a partir de dicha
representación, el valor del coeficiente de distribución y el tiempo de rotura.
La capacidad de saturación de la resina, en las condiciones específicas de
trabajo, se ha calculado mediante la ecuación 2.52.
We = 1 Ce F (2τ ) = Ce Fτ
2 (2.52)
4.5.3. Costes económicos
Los datos presentados en los resultados se muestran en €/m3 producido. En la
bibliografía consultada los costes económicos vienen expresados en $/m3.
Para poder llevar a cabo la conversión de divisas y comparar resultados, se han
consultado los valores históricos del cambio $/€. Los datos se muestran en la figura 4.1
y han sido obtenidos del Banco Central Europeo.
132

154. 4. Materiales y procedimiento operativo
Figura 4.2. Cambio US$/€. Datos obtenidos del Banco Central Europeo.
Debido a la fluctuación tan acusada de la moneda, sobretodo durante el año
2008, se ha tomado como dato de referencia el valor medio del cambio durante el mes
de febrero de 2009, siendo dicho valor de 1,28 $/€.
133

155. 134

156. 5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
135

157. 136

158. 5. Resultados y discusión
5.1. ELIMINACIÓN DE BORO MEDIANTE UNA SEGUNDA
ETAPA DE ÓSMOSIS INVERSA
En el presente apartado se muestra la interpretación de los datos obtenidos
experimentalmente una vez elaborados y las conclusiones obtenidas.
5.1.1. Estudio de la influencia del pH del agua de aporte en la eliminación de boro
y comparación entre membranas
Se fijan diferentes valores de pH, modificándose la presión de trabajo y con ello
la conversión. Se toman muestras de permeado, rechazo y aporte en cada uno de los
experimentos, realizándose representaciones gráficas con los resultados obtenidos para
cada membrana.
5.1.1.1. Flujo de permeado
Toray TM710
En la figura 5.1 se representa el flujo de permeado en función de la presión
aplicada para la membrana Toray TM710. Las distintas curvas se obtienen para
diferentes valores de pH. Se han considerado valores de pH comprendidos entre el del
agua de alimento y el máximo establecido por el fabricante. Los ensayos se han llevado
a cabo dentro de un rango de temperaturas comprendido entre 24,7ºC y 25,2ºC.
137

159. 5. Resultado y discusión
1,1
1,0 6,2
0,9
Jpermeado (m3/día)/m2)
7
0,8
0,7 7,5
0,6 7,9
( 0,5 8,5
0,4
9
0,3
0,2 9,5
0,1 10
0,0 10,5
6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 10,9
Presión alimento (Bar)
Figura 5.1. Flujo de permeado frente a presión para diferentes valores de pH. Membrana Toray
TM710.
Para todas las curvas se observa que al aumentar la presión aplicada aumenta el
flujo de forma prácticamente lineal. Estos resultados concuerdan con las diferentes
teorías aceptadas para el transporte de disolvente a través de la membrana (Fariñas y
Crovetto, 1983, Lonsdale y col., 1965, Merten, 1966, Urama y col., 1997, Sagiv y col.,
2004, Gupta y col., 2007). Este comportamiento se produce para todo el rango de pH.
No obstante, se observa una ligera diferencia entre distintos pH. Aún cuando los
valores de flujo de permeado en función de la presión de trabajo son muy similares, se
aprecia que a medida que aumenta el pH del agua de alimento la presión de trabajo
requerida es mayor. Destacando los dos valores de pH mayores, donde se aprecia una
ligera diferencia con el resto, requiriendo presiones de trabajo algo superiores para
obtener el mismo caudal de permeado.
Los valores de conversión óptimos que indica el fabricante (15%) se alcanzan a
una presión entre 8,5 y 9,8 bares, según el pH. El Jpermeado para dicha conversión es del
orden de 0,75 m3/día/m2, produciéndose un caudal de permeado de 220 L/h.
138

160. 5. Resultados y discusión
Hydranautics ESPA2-4040
En la figura 5.2 se representa el flujo de permeado en función de la presión
aplicada para la membrana Hydranautics ESPA2-4040. Las distintas curvas se obtienen
para distintos valores de pH. Como en el caso anterior, se han considerado valores de
pH comprendidos entre el del agua de alimento y pH 11. Es importante reseñar que
según las especificaciones de esta membrana, es estable en un rango de pH de operación
3-10. Así y todo se ha llegado hasta pH 11 con el fin de establecer la misma secuencia
de trabajo con todas las membranas.
Los ensayos se han llevado a cabo dentro de un rango de temperaturas
comprendido entre 23,8 y 24,2ºC.
1,0
0,9 6,2
0,8
J p er m ead o( (m 3 /día)/m2 )
7
0,7
7,5
0,6
7,9
0,5
0,4 8,5
0,3 9
0,2 9,5
0,1 10
0,0 10,5
4,00 5,00 6,00 7,00 8,00 9,00 10,9
Presión alimento (Bar)
Figura 5.2. Flujo de permeado frente a presión, para diferentes valores de pH. Membrana
Hydranautics ESPA2-4040.
Al igual que ocurre con la membrana Toray TM710, para todas las curvas se
observa que al aumentar la presión aplicada aumenta el flujo de forma prácticamente
lineal. Este comportamiento es independiente del pH del agua alimentada.
También se observa que cuando aumenta el pH, es necesario aumentar la presión
para mantener un determinado flujo. Los valores de conversión óptimos que indica el
fabricante (15%) se alcanzan a una presión entre 6,8 y 7,2 bares, según el pH. El
Jpermeado para dicha conversión es del orden de 0,76 m3/día/m2, produciéndose un caudal
de permeado de 250 L/h.
139

161. 5. Resultado y discusión
Filmtec BW30-440
En la figura 5.3 se representa el flujo de permeado en función de la presión
aplicada para la membrana Filmtec BW30-4040. Las distintas curvas se obtienen para
los diferentes valores de pH. Al igual que para las otras membranas se han considerado
valores de pH comprendidos entre el del agua de alimento y el máximo establecido por
el fabricante. Los ensayos se han llevado a cabo dentro de un rango de temperaturas
comprendido entre 22,6 y 23,5ºC.
0,9
0,8 6,2
J p er m ead o( (m 3 /día)/m2 )
0,7 7
0,6 7,5
0,5 7,9
0,4 8,5
0,3 9
0,2 9,5
0,1 10
0,0 10,5
8,00 9,00 10,00 11,00 12,00 13,00 14,00 15,00 10,9
Presión alimento (Bar)
Figura 5.3. Flujo de permeado frente a presión, para diferentes valores de pH. Membrana Filmtec
BW30-4040.
Tal como ocurre en las otras dos membranas estudiadas, para todas las curvas se
observa que al aumentar la presión aplicada aumenta el flujo de forma prácticamente
lineal y que este comportamiento se reproduce en todo el intervalo de pH estudiado.
Por otra parte, como en los casos anteriores, es necesario incrementar la presión
para mantener un determinado flujo cuando aumenta el pH. Los valores de conversión
óptimos que indica el fabricante (15%) se alcanzan a una presión entre 10,0 y 10,9
bares, según el pH. El Jpermeado para dicha conversión es del orden de 0,57 m3/día/m2,
produciéndose un caudal de permeado de 180 L/h.
140

162. 5. Resultados y discusión
Comparación entre membranas
Los valores de presión que se debe aplicar para obtener un determinado flujo
difieren sustancialmente entre las distintas membranas. En la figuras 5.4 y 5.5, se
representa el flujo de permeado frente a la presión, a pH 7 y pH 10,9. Se han
seleccionado estos dos pH a modo de ejemplo, para cada uno de los valores de pH
ensayados se obtendrían representaciones similares.
1,20
1,00
Jpermeado ((m 3/día/m 2 ))
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0
Toray TM710 Presión (bar)
alimento
Hydranautics ESPA2 4040
Filmtec BW30-4040
Figura 5.4. Flujo frente a presión a pH igual a 7. Comparación entre las tres membranas.
1,20
1,00
Jpermeado ((m 3/día/m 2 ))
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0
Toray TM710
Hydranautics ESPA2 4040 Presión alimento (bar)
Filmtec BW30-4040
Figura 5.5. Flujo frente a presión a pH igual a 10,9. Comparación entre las tres membranas.
En ambas representaciones se observa una tendencia similar. Para obtener un
cierto flujo de permeado, la membrana que menor energía consume es la ESPA2 de
Hydranautics, seguida por TM710 de Toray y la que mayor presión requiere es la BW30
de Filmtec.
141

163. 5. Resultado y discusión
A modo comparativo, se han calculado (tabla 5.1) los valores de presión
requeridos para cada membrana trabajando a pH 7 y 10,9 y con flujos de permeado de
0,6 y 0,8 m3/día/m2. Entre paréntesis se muestra, en forma de porcentaje, el incremento
que supone cada valor respecto al valor obtenido con la membrana de menor consumo,
la de Hydranautics.
Tabla 5.1. Comparativa de las presiones de trabajo a pH 7 y pH 10,9.
P (bar) P (bar) P (bar)
Condiciones de operación
Toray TM710 Hydranautics ESPA2 4040 Filmtec BW30
pH 7
7,3 (26%) 5,8 10,5 (80%)
Jpermeado=0,6 ((m3/día)/m2)
pH 7
9,4 (30%) 7,3 13,5 (85%)
Jpermeado=0,8 ((m3/día)/m2)
pH 10,9
7,9 (32%) 6,0 10,8 (80%)
Jpermeado=0,6 ((m3/día)/m2)
pH 10,9
10,4 (39%) 7,5 13,8 (84%)
Jpermeado=0,8 ((m3/día)/m2)
En base a la presión de trabajo requerida, la membrana que presenta mejores
resultados es la ESPA2. La membrana Toray TM710 requeriría presiones de trabajo
entre un 26% y un 39% superiores y la membrana Filmtec BW30 entre un 80 y un 85%.
5.1.1.2. Rechazo de sales
Para realizar el análisis del comportamiento de las membranas respecto al
rechazo de sales se ha tomado como referencia la concentración de sodio (Mickols y
col., 2005). No se ha considerado la conductividad por verse influenciada por la
variación de pH. Además, la caracterización de las membranas por parte de los
fabricantes se realiza con aguas sintéticas, controlando la salinidad con aporte de ClNa
(Paul y col., 2004, Bartels y col., 2005, Gupta y col., 2007).
142

164. 5. Resultados y discusión
Toray TM710
La figura 5.6 muestra el porcentaje de rechazo de sodio en función del flujo de
permeado con la membrana TM710 de Toray. Las diversas curvas han sido obtenidas
para los diferentes valores de pH.
100
98 6,2
7
96
% Na rechazado
7,5
94 7,9
92 8,5
90 9
9,5
88
10
86 10,5
0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 10,9
Jpermeado ((m 3/día)/m 2)
Figura 5.6. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo permeado a diferentes valores de pH.
Membrana Toray TM710.
A pH entre 6,2 y 10,5 los porcentajes de rechazo muestran valores muy
similares, oscilando entre 99,0% y 99,3%. Al aumentar el pH hasta 10,9 de obtienen
porcentajes de rechazo del 97,8%.
Por otra parte, se ha observado un ligero aumento del porcentaje de rechazo al
aumentar el flujo de permeado para todo el rango de pH, excepto para pH 10,9, donde
por el contrario, se ha producido una reducción.
Hydranautics ESPA2-4040
En la figura 5.7 se representa el porcentaje de sodio rechazado en función del
flujo de permeado para la membrana Hydranautics ESPA2-4040. Las distintas curvas se
obtienen para los diferentes valores de pH.
143

165. 5. Resultado y discusión
100
98 6,2
96 7
94 7,5
% Na rechazado
92
7,9
90
88 8,5
86 9
84 9,5
82 10
80
10,5
4,00 5,00 6,00 7,00 8,00 9,00 10,00
10,9
Presión alimento (Bar)
Figura 5.7. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo permeado a diferentes valores de pH.
Membrana Hydranautics ESPA2-4040.
A pH entre 6,2 y 10,5 los porcentajes de rechazo muestran valores muy
similares, superando generalmente el 94%. A pH 10,9 se alcanzan porcentajes de
rechazo del 90,6%.
Como en el caso anterior, se puede apreciar un ligero aumento del porcentaje de
rechazo al aumentar el flujo de permeado para todo el rango de pH, pero en este caso la
tendencia para pH 10,9 también es de aumento.
Filmtec BW30-440
En la figura 5.8 se representa el porcentaje de rechazo de sodio en función del
flujo de permeado para la membrana Filmtec BW30-4040. Las distintas curvas se
obtienen para los distintos valores de pH.
144

166. 5. Resultados y discusión
100
6,2
98
7
% Na rechazado
96
7,5
94 7,9
92 8,5
90 9
9,5
88
10
86 10,5
0,4 0,6 0,8 1,0
10,9
3 2
Jpermeado ((m /día)/m )
Figura 5.8. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo permeado a diferentes valores de pH.
Membrana Filmtec BW30-4040.
En este caso se observa un comportamiento muy similar en todo el rango de pH.
Los porcentajes de rechazo de sodio oscilan entre 98,6 % y 99,0 % para el intervalo
entre 6,2 y 10,5. A pH 10,9 se observa una ligera reducción hasta un valor de 98,2 %.
Con la membrana Filmtec BW30-4040 también se puede apreciar un ligero
aumento del porcentaje de rechazo al aumentar el flujo de permeado, pero en este caso
el comportamiento es similar para todo el rango de pH.
Comparación entre membranas
Como ya se ha apuntado, un aumento de pH dentro del intervalo entre 6,2 y 10,5
no muestra una influencia significativa en la variación del porcentaje de rechazo de
sodio. La influencia se observa cuando se trabaja a pH a partir de 10,5.
En la figura 5.9 se representa el porcentaje de rechazo de sodio frente al flujo de
permeado a pH del alimento igual a 7, para cada una de las membranas.
145

167. 5. Resultado y discusión
100
99
% Na rechazado
98
97
96
95
94
0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,10
Toray TM710
Hydranautics ESPA2 4040 Jpermeado( (m 3/dia)/m 2)
Filmtec BW30-4040
Figura 5.9. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo permeado para las tres membranas
a pH igual a 7.
Se observa que la membrana TM710 de Toray es la que presenta un mayor
rechazo de sodio en todo el intervalo de flujo de permeado, aunque muestra valores muy
similares a los de la membrana BW30-4040 de Filmtec. La membrana ESPA2-4040 de
Hydranautics es la que presenta un rechazo significativamente inferior.
Se ha realizado la misma comparación a pH 10,9, como muestra la figura 5.10,
observándose la misma tendencia que en el caso anterior, aunque los valores de la
membrana BW30-4040 de Filmtec son ligeramente superiores a los de la membrana
TM710 de Toray.
100
98
96
% Na rechazado
94
92
90
88
86
0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00
Toray TM710 3 2
Hydranautics ESPA2 4040 Jpermeado( (m /dia)/m )
Filmtec BW30-4040
Figura 5.10. Porcentaje de sodio rechazado en función del flujo permeado para las tres membranas
pH igual a 10,9.
A modo comparativo, se han calculado (tabla 5.2) los valores de porcentaje de
rechazo de sodio con cada membrana trabajando a pH 7 y 10,9 y con flujos de
permeado de 0,6 y 0,8 m3/día/m2.
146

168. 5. Resultados y discusión
Tabla 5.2. Comparativa de % rechazo de sodio a pH 7 y pH 10,9.
%rechazo sodio %rechazo sodio %rechazo sodio
Condiciones de operación
Toray TM710 Hydranautics ESPA2 4040 Filmtec BW30
pH 7
99,4 95,2 99,0
Jpermeado=0,6 ((m3/día)/m2)
pH 7
99,4 95,2 99,0
Jpermeado=0,8 ((m3/día)/m2)
pH 10,9
97,9 89,0 98,2
Jpermeado=0,6 ((m3/día)/m2)
pH 10,9
97,9 90,8 98,5
Jpermeado=0,8 ((m3/día)/m2)
A pH 7 la membrana que presenta mayor rechazo de sodio es la Toray TM710,
mientras que a pH próximo a 11 es la de Filmtec BW30 4040. La membrana
Hydranautics ESPA2 4040, es la membrana que presenta un menor rechazo de sodio en
todo el intervalo.
5.1.1.3. Eliminación de boro
Toray TM710
En la figura 5.11 se representa el porcentaje de rechazo de boro en el permeado
frente al flujo a través de la membrana Toray TM710. Cada curva corresponde a un
valor del pH del alimento.
100
90
6,2
80
7
70
7,5
60
% B rechazado
7,9
50
40 8,5
30 9
20 9,5
10 10
0 10,5
6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 10,9
Presión alimento (Bar)
Figura 5.11. Porcentaje de rechazo de boro frente al flujo a distintos valores de pH. Membrana
Toray TM710.
147

169. 5. Resultado y discusión
A valores bajos de flujo, a medida que aumenta el mismo a través de la
membrana se produce un aumento del rechazo de boro. Posteriormente se alcanza un
rechazo máximo y a partir de un valor de presión, similar a todos los pH, comienza a
disminuir nuevamente el rechazo.
Este comportamiento se puede explicar teniendo en cuenta que el fabricante
establece para esta membrana una conversión de trabajo óptima de un 15%, lo que se
corresponde para esta membrana en las condiciones de operación a un flujo aproximado
de 0,75 m3/día/m2 (alcanzado a una presión de 8,9 bar). Hasta que se alcanza ese valor
la velocidad de paso de agua a través de la membrana va aumentando con respecto a la
del boro. Esto hace que el porcentaje de rechazo de boro vaya aumentando. A partir de
un determinado flujo se superan las condiciones de operación más apropiadas. En estas
condiciones la velocidad de paso de boro aumenta respecto a la de paso de agua,
disminuyendo progresivamente el porcentaje de boro rechazado. Este hecho puede ser
debido a que a elevadas conversiones se produce un aumento significativo de la
concentración del boro y otros iones en la superficie de la membrana, incrementándose
el factor de polarización (Fariñas y Crovetto, 1983, Medina, 1990).
Por otra parte, cabe destacar que la influencia del pH es muy significativa a
partir de pH 9. A pH 9,5 se alcanzan porcentajes de rechazo del 90 %. Para pH igual a
10 el rechazo ya alcanza el 100 % (valores de boro detectados por debajo del LOD).
Hydranautics ESPA2-4040
En la figura 5.12 se representa el porcentaje de rechazo de boro en el permeado
frente al flujo a través de la membrana Hydranautics ESPA2-4040. Cada curva
corresponde a un valor de pH del alimento.
148

170. 5. Resultados y discusión
100
90 6,2
80 7
% Brechazado
70 7,5
60
7,9
50
40 8,5
30 9
20 9,5
10 10
0 10,5
0,4 0,6 0,8 1,0 1,2
10,9
3 2
Jpermeado ((m /día)/m )
Figura 5.12. Porcentaje de rechazo de boro frente al flujo a distintos valores de pH. Membrana
Hydranautics ESPA2-4040
A diferencia del comportamiento observado con la membrana Toray TM710, en
este caso todas las curvas muestran una tendencia al aumento en el rechazo de boro en
el permeado cuando aumenta el flujo a través de la membrana. Esta tendencia es menos
acusada con los valores más elevados de flujo. Por tanto, para esta membrana, es menor
el efecto de polarización. Esto puede ser debido a que esta membrana requiere menores
presiones de trabajo para llevar a cabo el proceso, presentando una mayor
permeabilidad relativa al agua respecto al boro en todo el rango de presiones ensayado.
También, para esta membrana, se puede observar que la influencia del pH es
muy significativa a partir de pH 9, aunque los rechazos de boro registrados son
inferiores a los de la membrana anterior. A pH 9,5 se alcanzan porcentajes de rechazo
del 75 %. Para pH igual a 10 la eliminación puede llegar al 90%. El rechazo total de
boro del alimento se alcanza a pH igual a 10,9.
Membrana Filmtec BW30-4040
En la figura 5.13 se representa el rechazo de boro frente al flujo a través de la
membrana Filmtec BW30-4040. Cada curva corresponde a un valor de pH del alimento.
Se observa la misma tendencia que en el caso de la membrana TM710 de Toray, pero de
forma más acusada. El rechazo de boro va aumentando hasta que se alcanzan los valores
óptimos de operación de la membrana. Posteriormente, la membrana permite un mayor
149

171. 5. Resultado y discusión
paso relativo de boro. Probablemente el aumento del factor de polarización sea el
responsable de este comportamiento. La misma tendencia se observa para todos los
valores de pH ensayados.
100
95 6,2
90 7
% B rechazado
85 7,5
80
7,9
75
70 8,5
65 9
60 9,5
55 10
50
10,5
0,4 0,6 0,8 1,0
10,9
3 2
Jpermeado ((m /día)/m )
Figura 5.13. Porcentaje de rechazo de boro frente al flujo a distintos valores de pH. Membrana
Filmtec BW30-4040.
Como en los casos anteriores se puede observar que la influencia del pH es muy
significativa. A pH igual a 9 se pueden alcanzar porcentajes de rechazo del 82 %. Para
pH igual a 9,5 la eliminación puede llegar al 92%. El rechazo total de boro del alimento
se alcanza a pH 10,0.
Comparación entre membranas
Para estudiar de forma comparativa el comportamiento de las tres membranas
frente al boro, se ha presentado el rechazo de boro frente al flujo permeado a pH igual a
7, a pH 10 y pH 10,9 (a diferencia de las comparaciones anteriores, se ha incluido
también la representación a pH 10 por observarse diferencias sustanciales entre la
membrana de Hydranautics y las otras dos). La figuras 5.14, 5.15 y 5.16 muestran los
resultados obtenidos para cada pH.
150

172. 5. Resultados y discusión
80
70
60
% B rechazado
50
40
30
20
10
0
0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,10
Toray TM710 3 2
Hydranautics ESPA2 4040 Jpermeado( (m /dia)/m )
Filmtec BW30-4040
Figura 5.14. Porcentaje de boro rechazado frente al flujo de permeado, a pH 7. Comparación entre
membranas.
100
98
96
94
% B rechazado
92
90
88
86
84
82
80
0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,10
Toray TM710
Hydranautics ESPA2 4040 Jpermeado( (m 3/dia)/m 2)
Filmtec BW30-4040
Figura 5.15 Porcentaje de boro rechazado frente al flujo de permeado, a pH 10. Comparación entre
membranas.
100,0
99,5
% B rechazado
99,0
98,5
98,0
0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,10
Toray TM710
Hydranautics ESPA2 4040 Jpermeado( (m 3/dia)/m 2)
Filmtec BW30-4040
Figura 5.16. Porcentaje de boro rechazado frente al flujo de permeado, a pH 10,9. Comparación
entre membranas.
Como cabria esperar, al aumentar el pH las diferencias entre las membranas se
reducen obteniéndose rechazos muy elevados a pH 10,9.
151

173. 5. Resultado y discusión
A pH 7, la membrana que mayor porcentaje de boro rechaza es la Filmtec BW30
4040, seguida por Toray TM710 e Hydranautics ESPA2 4040.
A pH 10, se observa un comportamiento similar al obtenido a pH 7, aunque las
diferencias son menos acusadas, ya que parte del boro se presenta en forma de borato y
es mejor rechazado por la membrana. La que mayor porcentaje de boro rechaza es la
membrana Filmtec BW30 4040 (obteniendo valores muy similares para todo el
intervalo de flujo de permeado). La membrana Toray TM710 presenta valores elevados
para flujo de permeado entre 0,75-0,85 (m3/día)/m2. La membrana Hydranautics ESPA2
4040 es la que menor rechazo muestra en estas condiciones.
A pH 10,9 el comportamiento de las tres membranas es similar, presentando
rechazos del boro muy elevados, ya que el boro presente en el agua se encuentra
mayoritariamente en forma de borato (que es altamente rechazado por todas las
membranas).
La membrana de Filmtec obtiene porcentajes de eliminación generalmente
superiores al 60% incluso a pH 7, la membrana de Toray se mueve entre el 40 y 60% de
eliminación para pH inferiores a 9,5. La membrana de Hydranautics es la que menor
porcentaje de eliminación presenta con valores inferiores al 40% para pH menores de 9.
En la tabla 5.3 se muestran los valores de % B rechazado con cada membrana en el
supuesto de trabajar a pH 7 y 10,9 y con flujos de permeado de 0,6 y 0,8 m3/día/m2.
Tabla 5.3. Comparativa de % B rechazado a pH 7, 10 y 10,9.
% B rechazado % B rechazado % B rechazado
Condiciones de operación
Toray TM710 Hydranautics ESPA2 4040 Filmtec BW30
pH 7
52 37 67
Jpermeado=0,6 ((m3/día)/m2)
pH 7
56 40 63
Jpermeado=0,8 ((m3/día)/m2)
pH 10
98 87 100
Jpermeado=0,6 ((m3/día)/m2)
pH 10
99 90 100
Jpermeado=0,8 ((m3/día)/m2)
pH 10,9
100 100 100
Jpermeado=0,6 ((m3/día)/m2)
pH 10,9 Jpermeado=0,8
100 100 100
((m3/día)/m2)
152

174. 5. Resultados y discusión
5.1.1.4. Parámetros cinéticos
A partir de los resultados mostrados en los apartados anteriores se pueden
establecer los parámetros cinéticos del proceso.
Transporte de disolvente a través de la membrana
A partir de los resultados mostrados en las figuras 5.1, 5.2 y 5,3, en las que se ha
representado el caudal de flujo de permeado frente a la presión de trabajo, a diferentes
pH, se puede determinar la ecuación del transporte de flujo a través de la membrana,
conforme al modelo termodinámico de los procesos irreversibles (apartado 2.4.1.2).
Se ha calculado la ecuación de la recta para cada uno de los ensayos realizados a
diferentes pH y con las diferentes membranas. En las tablas 5.4 y 5.5 y 5.6 se muestran
los resultados obtenidos, así como el valor de la permeabilidad del agua tratada logrado
(que corresponde a la pendiente de dichas ecuaciones), el coeficiente de regresión de las
rectas de ajuste y la temperatura a la que fueron llevados los ensayos. El flujo de
disolvente a través de la membrana viene expresado en ((m3/día)/m2) y la presión en
bares.
Toray TM 710
Tabla 5.4. Ecuación de transporte de flujo. Toray TM 710.
pH Ecuación Lp1011(m/(Pa s)) r2 t (ºC)
6,2 J v = 0,10995ΔP − 0,1152 1,15 0,992 25,2
7,0 J v = 0,0935ΔP − 0,0599 1,08 0,999 24,6
7,5 J v = 0,1046ΔP − 0,1329 1,21 0,994 24,9
7,9 J v = 0,1024ΔP − 0,1082 1,18 0,994 24,8
8,5 J v = 0,0988ΔP − 0,0939 1,14 0,997 24,8
9,0 J v = 0,1020ΔP − 0,1425 1,18 0,991 24,2
9,5 J v = 0,0972ΔP − 0,0811 1,12 0,992 24,9
10,0 J v = 0,0898ΔP − 0,0215 1,04 0,993 24,7
10,5 J v = 0,0887 ΔP − 0,0743 1,03 0,998 25,1
10,9 J v = 0,0807 ΔP − 0,0160 0,93 0,997 24,8
153

175. 5. Resultado y discusión
Se observa una reducción paulatina de la permeabilidad del agua tratada a
medida que aumenta el pH. En la figura 5.17, se ha representado el valor de Lp en
función del pH.
2
1,8
1,6
Lp 1011 (m/Pa s)
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.17. Lp en función del pH. Toray TM710.
En concordancia con los resultados presentados en el apartado 5.1.1.1, se
observa una reducción de la permeabilidad, que podría representarse según la ecuación
empírica 5.1.
LP * 1011 = −0,0386 pH + 1,4438 (m/(Pa s)) (5.1)
La reducción de la permeabilidad por unidad del pH es del orden del 3%.
La reducción de la permeabilidad del agua a través de la membrana al aumentar
el pH puede ser debido a la composición química de la misma. Las membranas de
poliamida aromática son membranas aniónicas, presentando grupos activos cargados
negativamente. El transporte de agua a través de la membrana se produce mediante la
formación de puentes de hidrógeno con estos grupos activos. A medida que aumenta el
pH (aumentando la carga- del medio) puede verse reducida la capacidad de formación
de puentes de hidrógeno entre el agua y los grupos activos de la membrana.
154

176. 5. Resultados y discusión
Hydranautics ESPA2 4040
Tabla 5.5. Ecuación de transporte de flujo. Hydranautics ESPA2 4040.
pH Ecuación Lp1011(m/(Pa s)) r2 t (ºC)
6,2 J v = 0,1367ΔP − 0,1452 1,58 0,993 24,1
7,0 J v = 0,1350ΔP − 0,1637 1,56 0,998 24,2
7,5 J v = 0,1350ΔP − 0,1637 1,56 0,998 23,8
7,9 J v = 0,1353ΔP − 0,1679 1,56 0,999 23,9
8,5 J v = 0,1333ΔP − 0,1607 1,56 0,997 23,6
9,0 J v = 0,1315ΔP − 0,1621 1,52 0,997 23,2
9,5 J v = 0,1315ΔP − 0,1753 1,52 0,997 23,3
10,0 J v = 0,1325ΔP − 0,1781 1,53 0,998 23,7
10,5 J v = 0,1360ΔP − 0,2930 1,57 0,997 23,4
10,9 J v = 0,1332ΔP − 0,1752 1,54 0,998 23,8
Con esta membrana también se observa una reducción paulatina de la
permeabilidad del agua tratada a medida que aumenta el pH. Se ha representado el valor
de Lp en función del pH (figura 5.18).
2
1,8
1,6
Lp 1011 (m/Pa s)
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
4 6 8 10 12
pH
Figura 5.18 Lp en función del pH. Hydranautics ESPA2 4040.
Se observa una reducción de la permeabilidad, que podría representarse según la
ecuación empírica 5.2.
155

177. 5. Resultado y discusión
LP * 1011 = −0,0073 pH + 1,6136 (m/(Pa s)) (5.2)
La reducción de la permeabilidad por unidad del pH es del orden del 0,5%.
La membrana de Hydranautics también es una membrana aniónica, por lo que el
el aumento de pH del medio puede reducir la capacidad de formación de puentes de
hidrógeno entre el agua y los grupos activos de la membrana.
Filmtec BW30 4040
Tabla 5.6. Ecuación de transporte de flujo. Filmtec BW30 4040.
pH Ecuación Lp1011(m/(Pa s)) r2 t(ºC)
6,2 J v = 0,0700ΔP − 0,1144 0,81 0,999 22,6
7,0 J v = 0,0661ΔP − 0,0735 0,77 0,999 23,4
7,5 J v = 0,0693ΔP − 0,1427 0,80 0,989 23,5
7,9 J v = 0,0689ΔP − 0,1497 0,80 0,972 23,1
8,5 J v = 0,0721ΔP − 0,1971 0,83 0,977 23,5
9,0 J v = 0,0673ΔP − 0,0904 0,78 0,9978 23,5
9,5 J v = 0,0673ΔP − 0,0904 0,78 0,998 22,6
10,0 J v = 0,0684ΔP − 0,1010 0,78 0,995 23,3
10,5 J v = 0,0663ΔP − 0,0768 0,78 0,994 23,1
10,9 J v = 0,0651ΔP − 0,0806 0,77 0,994 22,3
Como en los casos anteriores, la permeabilidad se reduce ligeramente al
aumentar el pH. Se ha representado el valor de Lp en función del pH (figura 5.19).
156

178. 5. Resultados y discusión
2
1,8
1,6
Lp 1011 (m/Pa s)
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
4 6 8 10 12
pH
Figura 5.19 Lp en función del pH. Filmtec BW30 4040.
Se observa una reducción de la permeabilidad que podría representarse según la
ecuación empírica 5.3.
LP *1011 = −0,006 pH + 0,842 (m/(Pa s)) (5.3)
La reducción de la permeabilidad por unidad del pH es del orden del 0,7 %.
Como en los casos anteriores, al ser una membrana aniónica el aumento de pH
del medio educe la capacidad de formación de puentes de hidrógeno entre el agua y los
grupos activos de la membrana.
Comparativa entre membranas
Para las tres membranas se observa una ligera variación de la permeabilidad, del
agua desalada con la que se ha trabajado, a medida que aumenta el pH. Si comparamos
las pendientes del las ecuaciones obtenidas (5.1, 5.2 y 5.3). La membrana que se vería
más afectada por la variación del pH sería la Toray TM710, seguida por la Hydranautics
ESPA2 4040 y la que mostraría una mayor estabilidad sería la Filmtec BW30 4040.
Por otra parte la membrana que presenta una mayor permeabilidad es la
Hydranautics ESPA2 4040 con valores dentro de un intervalo entre 1,52*10-11 y 1,58
157

179. 5. Resultado y discusión
*10-11 (m/(Pa s)), a continuación estaría la Toray TM 710 con valores entre 0,93*10-11-
1,21*10-11 (m/(Pa s)) y por último la membrana que presenta una menor permeabilidad
sería la Filmtec BW30 4040 con valores entre 0,77 *10-11y 0,83*10-11 (m/(Pa s)).
No obstante, aunque se aprecie la reducción de la permeabilidad en función del
pH, hay que señalar que la influencia es muy pequeña, sobretodo para el caso de las
membranas Hydranautics ESPA2 4040 y Filmtec BW30 4040. Como ya se ha
comentado, esta reducción de la permeabilidad del agua al aumentar el pH puede ser
debido a que las tres membranas estudiadas son de poliamida aromática (presentando
grupos activos cargados negativamente) por lo que al aumentar el pH se podría reducir
la capacidad de formación de puentes de hidrógeno entre el agua y los grupos activos de
la membrana.
El la tabla 5.7 se comparan los rangos de los valores obtenidos para cada
membrana.
Tabla 5.7. Comparativa de valores de Lp.
Toray TM710 Hydranautics ESPA2 4040 Filmtec BW30
Rango de valores
obtenidos 0,93-1,18 1,52-1,58 0,77-0,83
Lp1011(m/(Pa s))
Taniguchi y col. (2001), han llevado a cabo sus ensayos con membranas de agua
de mar, a escala laboratorio, con densidades de flujo entre 4*10-6 m/s y 18*10-6 m/s y
pH de 4,4; 5,5 y 6,8. Los valores obtenidos de permeabilidad del agua están entre 0,2 -11
m/(Pa s)) y 0,8 10-11 (m/(Pa s)), lo cual resulta comparable con los obtenidos en el
presente trabajo ya que las membranas de agua de mar presentan una menor
permeabilidad que las de agua salobre.
Gupta y col. (2007) también han realizado trabajos a escala laboratorio con
membranas de nanofiltración y con una membrana de ósmosis de agua salobre, la
BW30. Para esta última membrana presenta un resultado de 0,49*10-11 (m/(Pa s)). No se
especifica el pH de operación.
158

180. 5. Resultados y discusión
En el trabajo teórico de Sagiv y col. (2004) se obtienen valores de permeabilidad
del disolvente entre 0,35*10-11-1,3*10-11(m/(Pa s)).
En los trabajos presentados por todos estos autores no se muestran estudios
específicos de la influencia del pH en el valor de la permeabilidad del agua tratada.
Transporte de sodio a través de la membrana
El transporte de soluto a través de la membrana se puede establecer a partir del
modelo termodinámico de los procesos irreversibles (apartado 2.4.1.2). Para realizar el
cálculo del coeficiente de reflexión de un soluto, se representa gráficamente 1/R frente a
1/Jv (2.17). Se obtiene la ecuación de la recta y a partir de la misma se calcula el
coeficiente de reflexión de soluto (σ), como la inversa del valor de punto de corte de la
recta con el eje y.
El flujo de soluto a través de la membrana se produce según la ecuación (2.13),
que puede ser reescrita de la forma siguiente:
1
C P = PS ΔC + (1 − σ )C (5.4)
Jv
El primer término de la ecuación corresponde al flujo de soluto por difusión (Jdif)
mientras que el segundo termino corresponde al flujo volumétrico (Ballet y col., 2004).
Representando Cp frente a 1/Jv se puede establecer el valor de Jdif y conociendo ΔC se
puede calcular el valor de PS (coeficiente de permeado de soluto).
En el presente apartado se calcula el valor de σ y PS para el caso del sodio.
159

181. 5. Resultado y discusión
Toray TM710
La figura 5.20 muestra la representación gráfica de 1/RNa frente a 1/Jv para la
membrana Toray TM 710. En la tabla 5.8 se resumen los datos de las ecuaciones
obtenidos a partir de la gráfica de la figura 5.20. Se ha despreciado el ensayo realizado a
pH 9 por mostrar un comportamiento anómalo.
1,20
1,18
1,16
1,14 6,2
7
1,12 7,5
7,9
1/R
1,10
8,5
1,08 9,5
10
1,06 10,5
10,9
1,04
1,02
1,00
0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 1,9 2,1 2,3 2,5
2 3
1/Jpermeado (m /(m /día))
Figura 5.20. 1/RNa frente a 1/Jv. Toray TM 710
Tabla 5.8. 1/RNa frente a 1/Jv. Toray TM 710.
pH Ecuación σNa r2 t (ºC)
6,2 1 / R = 0,009 / J v + 1,0086 0,99 0,129 25,2
7,0 1 / R = 0,0033 / J v + 1,0031 1,00 0,267 24,6
7,5 1 / R = 0,0034 / J v + 1,0029 1,00 0,439 24,9
7,9 1 / R = 0,0015 / J v + 1,0053 0,99 0,272 24,8
8,5 1 / R = 0,0026 / J v + 1,007 0,99 0,599 24,8
9,5 1 / R = 0,0026 / J v + 1,0059 0,99 0,567 24,9
10,0 1 / R = 0,0012 / J v + 1,0101 0,99 0,123 24,7
10,5 1 / R = 0,001 / J v + 1,0076 0,99 0,143 25,1
10,9 1 / R = −0,0071 / J v + 1,0313 0,97 0,694 24,8
A partir de los resultados obtenidos se puede establecer que el coeficiente de
reflexión de sodio no depende del pH de trabajo y que su valor es muy próximo a 1. El
flujo de sodio a través de la membrana Toray TM 710 es debido fundamentalmente al
160

182. 5. Resultados y discusión
gradiente de la concentración, resultando prácticamente despreciable el flujo asociado al
gradiente de presiones, ya que la membrana muestra un elevado valor de coeficiente de
reflexión para el sodio.
Con el fin de calcular el valor del coeficiente de permeabilidad del sodio, se ha
representado Cp frente a 1/Jv. En la figura 2.21 se muestran las curvas correspondientes
y en la tabla 5.9 los valores de Ps calculados.
1,00
0,90 6,2
0,80 7
[Na]permeado (mol/L)
0,70 7,5
0,60 7,9
0,50
8,5
0,40
9,5
0,30
10
0,20
0,10 10,5
0,00 10,9
0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0
1/Jpermeado (m 2/(m 3/día))
Figura 5.21. Cp de sodio frente a 1/Jv. Toray TM 710.
Tabla 5.9. Cp frente a 1/Jv. y valor de PNa Toray TM 710.
pH Ecuación PNa*106(m/s) r2 t (ºC)
6,2 C p = 0,064 / J v − 0,0145 0,080 0,6278 25,2
7,0 C p = 0,056 / J v − 0,0133 0,069 0,4188 24,6
7,5 C p = 0,0512 / J v − 0,0116 0,064 0,6008 24,9
7,9 C p = 0,0298 / J v − 0,0231 0,036 0,8967 24,8
8,5 C p = 0,0265 / J v + 0,0577 0,033 0,6096 24,8
9,5 C p = 0,0286 / J v + 0,0466 0,034 0,6602 24,9
10,0 C p = 0,0194 / J v + 0,0746 0,019 0,7258 24,7
10,5 C p = 0,0194 / J v + 0,0895 0,022 0,3033 25,1
Con el fin de comprobar la influencia del pH en el coeficiente de permeabilidad
se ha realizado la gráfica de la figura 5.22. Se ha despreciado el resultado obtenido a pH
10,9 por mostrar un comportamiento anómalo.
161

183. 5. Resultado y discusión
0,2
0,18
0,16
0,14
PNa*106 (m/s)
0,12
0,1
0,08
0,06
0,04
0,02
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.22. Coeficiente de permeabilidad de sodio frente al pH. Toray TM 710.
La permeabilidad del sodio parece verse afectada por el pH, se observa una
reducción de la permeabilidad al aumentar el pH. La dependencia se puede ajustar a la
siguiente expresión empírica:
PNa = −0,0143 * 10 −6 pH + 0,1646 *10 −6 (m/s) (5.5)
Por cada unidad que aumente el pH, el valor de la permeabilidad se reduce
aproximadamente un 20 %.
El comportamiento de las membranas de ósmosis inversa depende, entre otros
factores, del pH del medio, reaccionando de forma diferente según su composición
química y su carga superficial (Medina, 1999). La variación del pH del medio altera
dicha carga aniónica modificando el comportamiento de la misma (Fariñas, 1999). Las
membranas aniónicas presentan un mejor funcionamiento, respecto al rechazo de iones,
a pH básico ya que mantienen su carga superficial (-) mientras que a pH ácido se van
neutralizando dichas cargas (Qin y col, 2004).
162

184. 5. Resultados y discusión
Hydranautics ESPA2 4040
La figura 5.23 muestra la representación gráfica de 1/RNa frente a 1/Jv para la
membrana Hydranautics ESPA2 4040. En la tabla 5.10 se resumen los datos de las
ecuaciones obtenidas a partir de la gráfica de la figura 5.23, el coeficiente de reflexión
de sodio se obtiene a partir de dichas ecuaciones, correspondiendo a la inversa del punto
de corte con el eje y.
1,20
1,18
1,16 6,2
7
1,14 7,5
7,9
1,12
8,5
1/R
1,10 9
9,5
1,08
10
1,06 10,5
10,9
1,04
1,02
1,00
0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 1,9 2,1 2,3 2,5
2 3
1/Jpermeado (m /(m /día))
Figura 5.23. 1/R frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040.
Tabla 5.10. 1/RNa frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040.
pH Ecuación σNa r2 t (ºC)
6,2 1 / R = 0,0069 / J v + 1,043 0,96 0,882 24,1
7,0 1 / R = 0,0021 / J v + 1,0476 0,95 0,575 24,2
7,5 1 / R = −0,0098 / J v + 1,0707 0,93 0,810 23,8
7,9 1 / R = −0,0042 / J v + 1,0593 0,94 0,331 23,9
8,5 1 / R = 0,0099 / J v + 1,0352 0,97 0,833 23,6
9,0 1 / R = 0,0077 / J v + 1,0403 0,96 0,417 23,2
9,5 1 / R = 0,0022 / J v + 1,0519 0,95 0,697 23,3
10,0 1 / R = 0,0101 / J v + 1,0385 0,96 0,647 23,7
10,5 1 / R = 0,011 / J v + 1,0453 0,96 0,924 23,4
10,9 1 / R = 0,0522 / J v + 1,0386 0,96 0,970 23,8
163

185. 5. Resultado y discusión
El valor del coeficiente de reflexión se mantiene prácticamente constante,
pudiéndose establecer un valor medio de 0,96. La membrana Hydranautics ESPA2 4040
presenta un menor coeficiente de reflexión que la membrana anterior. El flujo de sodio
que la atraviesa se ve influido en una pequeña proporción por el gradiente de presiones
además de por el gradiente de la concentración.
Para calcular el valor del coeficiente de permeado de sodio, se ha representado
Cp frente a 1/Jv. En al figura 5.24 se muestran las curvas correspondientes y en la tabla
5.11 los valores de Ps calculados (despreciando algunos puntos considerados anómalos)
y en la tabla 5.11 los valores de Ps.
1,00
0,90
0,80 6,2
[Na]permeado (mol/L)
0,70 7
7,5
0,60
7,9
0,50 8,5
0,40 9
0,30 9,5
10
0,20 10,5
0,10 10,9
0,00
0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4
2 3
1/Jpermeado (m /(m /día))
Figura 5.24. Cp de sodio frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040.
164

186. 5. Resultados y discusión
Tabla 5.11. Cp de sodio frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040.
pH Ecuación PNa 106(m/s) r2 t(ºC)
6,2 Cp = 0,0278 / J v + 0,3098 0,049 0,866 24,1
7,0 Cp = 0,0241 / J v + 0,3012 0,041 0,437 24,2
7,5 Cp = 0,0229 / J v + 0,301 0,040 0,400 23,8
7,9 Cp = 0,0395 / J v + 0,2835 0,069 0,308 23,9
8,5 Cp = 0,0415 / J v + 0,2729 0,071 0,347 23,6
9,0 Cp = 0,0295 / J v + 0,2969 0,050 0,794 23,2
9,5 Cp = 0,0195 / J v + 0,2953 0,037 0,698 23,3
10,0 Cp = 0,0146 / J v + 0,2975 0,027 0,341 23,7
10,5 Cp = 0,0585 / J v + 0,3462 0,093 0,734 23,4
10,9 Cp = 0,2989 / J v + 0,3866 0,477 0,962 23,8
En la figura 5.25 se representan los resultados del coeficiente de permeabilidad
frente al pH.
0,5
0,45
0,4
0,35
PNa*106 (m/s)
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.25. Coeficiente de permeabilidad de sodio frente al pH. Hydranautics ESPA2 4040.
Si no se consideran los valores de PNa a pH 10,5 y 10,9, la dependencia se puede
ajustar a la siguiente expresión empírica:
PNa = −0,003 * 10 −6 pH + 0,0731 * 10 −6 (m/s) (5.6)
165

187. 5. Resultado y discusión
Por cada unidad que aumente el pH, el valor de la permeabilidad se reducirá
aproximadamente un 5 %.
El comportamiento de la membrana Hydranautics ESPA2 4040, respecto al
rechazo de sodio, se ve favorecido al aumentar el pH debido a su carácter aniónico.
El rango de pH de operación recomendado para esta membrana es 3-10, lo que
explicaría el comportamiento anómalo observado a pH 10,5 y 10,9.
Filmtec BW30 4040
La figura 5.26 muestra la representación gráfica de 1/RNa frente a 1/Jv para la
membrana Filmtec BW30 4040. En la tabla 5.12 se resumen los datos de las ecuaciones
obtenidos a partir de la gráfica de la figura 5.26 y el coeficiente de reflexión de sodio
calculado a partir de las ecuaciones obtenidas.
1,20
1,18 6,2
7
1,16 7,5
1,14 7,9
8,5
1,12 9
9,5
1/R
1,10
10
1,08 10,5
10,9
1,06
1,04
1,02
1,00
0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 1,9 2,1 2,3 2,5
2 3
1/Jpermeado (m /(m /día))
Figura 5.26. 1/RNa frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040
166

188. 5. Resultados y discusión
Tabla 5.12. 1/RNa frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040.
pH Ecuación σNa r2 t(ºC)
6,2 1 / R = 0,0073 / J v + 1,0043 1,00 0,902 22,6
7,0 1 / R = 0,0012 / J v + 1,0098 0,99 0,552 23,4
7,5 1 / R = 0,003 / J v + 1,0049 1,00 0,868 23,5
7,9 1 / R = 0038 / J v + 1,0035 1,00 0,949 23,1
8,5 1 / R = 0,0027 / J v + 1,0065 0,99 0,308 23,5
9,0 1 / R = 0,0041 / J v + 1,0069 0,99 0,918 23,5
9,5 1 / R = 0,0039 / J v + 1,0063 0,99 0,764 22,6
10,0 1 / R = 0,0023 / J v + 1,0081 0,99 0,976 23,3
10,5 1 / R = 0,0052 / J v + 1,0052 0,99 0,921 23,1
10,9 1 / R = 0,0036 / J v + 1,0129 0,99 0,677 22,3
Como en el caso de la membrana de Toray, el coeficiente de reflexión de sodio
no depende del pH de trabajo y su valor es muy próximo a 1. El flujo de sodio a través
de la membrana Filmtec BW30 4040 es, por tanto, debido prácticamente en su totalidad
al gradiente de la concentración, resultando despreciable el flujo volumétrico.
Para calcular el valor del coeficiente de permeado de sodio, se ha representado
Cp frente a 1/Jv. En al figura 2.27 se muestran las curvas correspondientes y en la tabla
5.13 los valores de Ps calculados.
.
1,00 6,2
0,90
7
0,80
[Na]permeado (mol/L)
0,70 7,5
0,60 7,9
0,50
8,5
0,40
0,30 9
0,20 9,5
0,10
10
0,00
0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 10,5
2 3
1/Jpermeado (m /(m /día)) 10,9
Figura 5.27. Cp de sodio frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040.
167

189. 5. Resultado y discusión
Tabla 5.13. Cp de sodio frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040.
pH Ecuación PNa 106(m/s) r2 t(ºC)
6,2 C p = 0,0369 / J v + 0,0502 0,060 0,811 22,6
7,0 C p = 0,0095 / J v + 0,0533 0,015 0,362 23,4
7,5 C p = 0,0095 / J v + 0,0533 0,015 0,362 23,5
7,9 C p = 0,0129 / J v + 0,0509 0,007 0,520 23,1
8,5 C p = 0,0043 / J v + 0,0738 0,007 0,228 23,5
9,0 C p = 0,00179 / J v + 0,0687 0,003 0,540 23,5
9,5 C p = 0,0105 / J v + 0,0596 0,016 0,535 22,6
10,0 C p = 0,0043 / J v + 0,0738 0,007 0,228 23,3
10,5 C p = 0,0233 / J v + 0,0639 0,003 0,658 23,1
10,9 C p = 0,0059 / J v + 0,1395 0,008 0,365 22,3
En la figura 2.28 se han representado los valores calculados de PS para el
sodio en función del pH.
0,2
0,18
0,16
0,14
PNa*106 (m/s)
0,12
0,1
0,08
0,06
0,04
0,02
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.28. Coeficiente de permeabilidad de sodio frente al pH. Filmtec BW30 4040.
La permeabilidad del sodio parece verse afectada por el pH al observarse una
reducción de la permeabilidad al aumentar el pH, pudiéndose ajustar a la siguiente
ecuación empírica:
PNa = −0,007 * 10 −6 pH + 0,0791 * 10 −6 (m/s) (5.7)
168

190. 5. Resultados y discusión
Como con la membrana de Toray, por cada unidad que aumente el pH, el valor
de la permeabilidad aproximadamente se reducirá un 20 %. Al igual que las otras dos
membranas, presenta un comportamiento propio de una membrana aniónica respecto a
la variación de pH.
Comparativa de las tres membranas
Respecto al coeficiente de reflexión de sodio, las membranas de Filmtec BW30
4040 y Toray TM710 muestran el mismo resultado, con un valor próximo a 1, mientras
que la membrana de Hydranautics ESPA2 4040 presenta un valor ligeramente inferior.
El flujo de sodio a través de las membranas Toray TM710 y Filmtec BW30 4040
es debido fundamentalmente al gradiente de la concentración, resultando prácticamente
despreciable el flujo volumétrico. A diferencia de éstas, la membrana Hydranautics
ESPA2 4040, presenta un flujo de sodio a través de ella debido al gradiente de
presiones, que aunque bajo, se suma al transporte debido a la diferencia de
concentraciones, aumentando la concentración de sodio final en el agua tratada.
Las tres membranas presentan una tendencia a la reducción de la permeabilidad
respecto al sodio al aumentar el pH del agua de alimento. Este comportamiento es
debido a su composición química y a su carga superficial. Las membranas aniónicas
presentan un mejor funcionamiento, respecto al rechazo de iones, a pH básico ya que
mantienen su carga superficial (-).
El la tabla 5.14 se comparan los rangos de los valores obtenidos para cada
membrana.
169

191. 5. Resultado y discusión
Tabla 5.14. Comparativa de valores de σNa y PNa.
Toray TM710 Hydranautics ESPA2 4040 Filmtec BW30
Rango de valores
0,97-1 0,93-0,97 0,99-1
obtenidos σNa
Rango de valores
0,019-0,08 0,027-0,093 0,003-0,06
obtenidos PNa 106 (m/s)
Los trabajos realizados por Taniguchi y col. (2001), con membranas de agua de
mar, obtienen valores de permeabilidad del sodio entre 0,018 10-6 m/s y 0,032 10-6 m/s.
En el trabajo desarrollado por Gupta y col. (2007), en el que han empleado la
membrana BW30, se presenta un resultado de 0,018*10-6 m/s para la permeabilidad y
un coeficiente de reflexión de 1. El valor de la permeabilidad es superior a los obtenidos
en el presente estudio, asemejándose a los resultados obtenidos para la membrana Toray
TM710.
En el trabajo teórico que presentan Sagiv y col. (2004) se obtienen valores de
permeabilidad del sodio entre 0,015*10-6 m/s-0,066*10-6 m/s.
Transporte de boro a través de la membrana
De la misma forma que se ha analizado el paso de sodio a través de la
membrana, se ha procedido a estudiar el paso de boro a través de la misma.
Las ecuaciones empleadas en este apartado son, por tanto, las mismas que en el
caso del sodio. Para realizar el cálculo del coeficiente de reflexión de boro, se representa
gráficamente 1/R frente a 1/Jv (2.17). Se obtiene la ecuación de la recta y a partir de la
misma se calcula el coeficiente de reflexión de soluto (σ).
Para el cálculo de PB (coeficiente de permeado de boro) se ha representado Cp
frente a 1/Jv .Se ha establecido el valor de Jdif y conociendo ΔC se puede calcular el
170

192. 5. Resultados y discusión
valor de PB (2.13). El valor de Jdif corresponde al valor de la pendiente de la ecuación
obtenida en la representación.
Toray TM710
La figura 5.30 muestra la representación gráfica de 1/R frente a 1/Jv para la
membrana Toray TM 710. En la tabla 5.15 se resumen los datos de las ecuaciones
obtenidos a partir de la gráfica de la figura 5.29.
5,00
4,50
4,00
6,2
7
3,50
7,5
7,9
1/R
3,00
8,5
9,5
2,50
10
10,5
2,00
10,9
1,50
1,00
0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 1,9 2,1 2,3 2,5
2 3
1/Jpermeado (m /(m /día))
Figura 5.29. 1/RB frente a 1/Jv. Toray TM 710
Tabla 5.15. 1/RB frente a 1/Jv. Toray TM 710.
pH Ecuación σB r2 t (ºC)
6,2 1 / R = 0,079 / J v + 1,6417 0,61 0,327 25,2
7,0 1 / R = 0,2964 / J v + 1,4123 0,71 0,806 24,6
7,5 1 / R = 0,3195 / J v + 1,4413 0,69 0,936 24,9
7,9 1 / R = 0,4679 / J v + 1,2281 0,81 0,982 24,8
8,5 1 / R = 0,3304 / J v + 1,1762 0,85 0,826 24,8
9,5 1 / R = 0,0665 / J v + 1,0322 0,85 0,535 24,9
10,0 1 / R = 0,037 / J v + 0,9628 0,97 0,699 24,7
10,5 1/ R = 1 1 1 25,1
10,9 1/ R = 1 1 1 24,8
171

193. 5. Resultado y discusión
A partir de los valores de σB calculados se ha hecho una representación gráfica
en la que se muestra este valor en función del pH. El resultado se muestra en la figura
5.30. Cabe señalar que se han despreciado los resultados obtenidos a pH 9 por mostrar
una tendencia contraria al resto de los experimentos.
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
σ
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.30 Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Toray TM 710.
Se observa por tanto un aumento del coeficiente de reflexión de boro al
aumentar el pH en concordancia con los trabajos realizados por Hyung y Kim (2006).
Con el fin de calcular el valor del coeficiente de permeabilidad del boro, se ha
representado Cp frente a 1/Jv. En la figura 5.31 se muestra el resultado obtenido y en la
tabla 5.16 los valores de Ps
0,40
6,2
7
[B]permeado (mol/L)
0,30 7,5
7,9
0,20 8,5
9,5
0,10 10
10,5
0,00 10,9
0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0
1/Jpermeado (m 2/(m 3/día))
Figura 5.31. Cp de boro frente a 1/Jv. Toray TM 710.
172

194. 5. Resultados y discusión
Tabla 5.16 Cp de boro frente a 1/Jv. y valor de PB Toray TM 710.
pH Ecuación PB*106(m/s) r2 t (ºC)
6,2 C p = 0,0868 / J v + 0,1426 3,05 0,7557 25,2
7,0 C p = 0,0608 / J v + 0,1741 2,24 0,9157 24,6
7,5 C p = 0,0428 / J v + 0,2104 1,62 0,9167 24,9
7,9 C p = 0,0770 / J v + 0,161 2,95 0,9721 24,8
8,5 C p = 0,0939 / J v + 0,1101 3,11 0,9815 24,8
9,5 C p = 0,0484 / J v − 0,008 1,05 0,9935 24,9
10,0 C p = 0,0304 / J v − 0,0335 0,54 0,9073 24,7
10,5 Cp = 0 0 1 25,1
10,9 Cp = 0 0 1 24,8
En la figura 5.32 se muestran los resultados de PB calculados en función del pH.
7
6
5
PB *10^6(m/s)
4
3
2
1
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.32. Coeficiente de permeabilidad de boro frente al pH. Toray TM 710.
De la figura 5.32 se desprende que en principio se produce una reducción del
coeficiente de permeabilidad al aumentar el pH, pero a pH entre 8 y 8,5, la
permeabilidad aumenta para a continuación volver a descender.
173

195. 5. Resultado y discusión
Hydranautics ESPA2 4040
La figura 5.33 muestra la representación gráfica de 1/R frente a 1/Jv para la
membrana Hydranautics ESPA2 4040. En la tabla 5.17 se resumen los parámetros de las
ecuaciones, calculados a partir de la gráfica de la figura 5.33 y también se muestran los
coeficientes de reflexión de boro obtenidos.
5,00
4,50
4,00
3,50
1/R
3,00
2,50
6,2
7
2,00
7,5
7,9
1,50
8,5
9
1,00
9,5
0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 1,9 2,1 2,3 2,5
10
2 3
1/Jpermeado (m /(m /día)) 10,5
10,9
Figura 5.33. 1/RB frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040.
Tabla 5.17. 1/RB frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040.
pH Ecuación σB r2 t (ºC)
6,2 1 / R = 1,042 / J v + 2,2316 0,45 0,421 24,1
7,0 1 / R = 0,5755 / J v + 1,8296 0,55 0,794 24,2
7,5 1 / R = 1,1184 / J v + 1,3652 0,73 0,987 23,8
7,9 1 / R = 1,3085 / J v + 1,071 0,93 0,896 23,9
8,5 1 / R = 0,9898 / J v + 1,1868 0,84 0,977 23,6
9,0 1 / R = 0,8631 / J v + 1,0007 0,99 0,985 23,2
9,5 1 / R = 0,2263 / J v + 1,0518 0,95 0,995 23,3
10,0 1 / R = 0,0768 / J v + 1,0031 0,97 0,982 23,7
10,5 1 / R = 0,0386 / J v + 0,9676 1,0 0,990 23,4
10,9 1 / R = 0,0101 / J v + 0,9866 1,0 0,572 23,8
174

196. 5. Resultados y discusión
A partir de los valores de σB calculados se ha hecho una representación gráfica
en la que se muestra este valor en función del pH al que se ha trabajado. El resultado se
muestra en la figura 5.34.
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
σ
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.34. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Hydranautics ESPA2 4040.
Como ha ocurrido con la membrana de Toray se aprecia un aumento del
coeficiente de reflexión de boro al aumentar el pH.
Para calcular el valor del coeficiente de permeado de boro, se ha representado Cp
frente a 1/Jv. En al figura 5.35 se muestra el resultado obtenido y en la tabla 5.18 los
valores de Ps.
0,40
6,2
7
[B]permeado (mol/L)
0,30 7,5
7,9
0,20 8,5
9
0,10 9,5
10
0,00 10,5
0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 10,9
2 3
1/Jpermeado (m /(m /día))
Figura 5.35. Cp de boro frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040.
175

197. 5. Resultado y discusión
Tabla 5.18. Cp de boro frente a 1/Jv. Hydranautics ESPA2 4040.
pH Ecuación PB 106(m/s) r2 t(ºC)
6,2 Cp = 0,0525 / J v + 0,2513 2,56 0,979 24,1
7,0 Cp = 0,0463 / J v + 0,2532 2,80 0,863 24,2
7,5 Cp = 0,0548 / J v + 0,2475 3,90 0,992 23,8
7,9 Cp = 0,0739 / J v + 0,225 5,83 0,989 23,9
8,5 Cp = 0,0784 / J v + 0,1978 5,78 0,996 23,6
9,0 Cp = 0,0694 / J v + 0,1395 3,34 0,975 23,2
9,5 Cp = 0,0454 / J v + 0,0573 1,62 0,994 23,3
10,0 Cp = 0,0308 / J v + 0,0061 0,89 0,992 23,7
10,5 Cp = 0,0172 / J v − 0,0136 0,41 0,990 23,4
10,9 Cp = 0,005 / J v − 0,006 0,11 0,572 23,8
En la figura 5.36 se muestra el valor del coeficiente de permeabilidad de boro
calculado en función del pH.
7
6
5
PB *106(m/s)
4
3
2
1
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.36. Coeficiente de permeado de boro frente al pH. Hydranautics ESPA2 4040.
En este caso se observa un aumento de la permeabilidad al aumentar el pH hasta
valores entre 8 y 8,5 para después producirse una reducción con el aumento de pH. El
comportamiento difiere con el observado con las otras dos membranas, observándose
además valores mucho más elevados. Aunque sí se aprecia la misma tendencia que con
la membrana de Toray a aumentar el valor, a pH entre 8-8,5.
176

198. 5. Resultados y discusión
Filmtec BW30 4040
La figura 5.37 muestra la representación gráfica de 1/R frente a 1/Jv para la
membrana Filmtec BW30 4040. En la tabla 5.19 se resumen los datos de las ecuaciones
obtenidos a partir de la gráfica de la figura 5.41 y el coeficiente de reflexión de boro
calculado a partir de las ecuaciones.
5,00
4,50
6,2
4,00 7
7,5
3,50 7,9
8,5
1/R
3,00 9
9,5
2,50 10
10,5
2,00 10,9
1,50
1,00
0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 1,9 2,1 2,3 2,5
2 3
1/Jpermeado (m /(m /día))
Figura 5.37. 1/RB frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040,
Tabla 5.19. 1/RB frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040.
pH Ecuación σB r2 t(ºC)
6,2 1 / R = 0,1665 / J v + 1,2599 0,79 0,966 22,6
7,0 1 / R = 0,229 / J v + 1,1389 0,88 0,986 23,4
7,5 1 / R = 0,1444 / J v + 0,1685 0,86 0,915 23,5
7,9 1 / R = 0,1493 / J v + 1,1392 0,88 0,999 23,1
8,5 1 / R = 0,1409 / J v + 1,0878 0,92 0,985 23,5
9,0 1 / R = 0,1318 / J v + 1,0392 0,96 0,999 23,5
9,5 1 / R = 0,1289 / J v + 0,9031 1 0,989 22,6
10,0 1/ R = 1 1 1 23,3
10,5 1/ R = 1 1 1 23,1
10,9 1/ R = 1 1 1 22,3
177

199. 5. Resultado y discusión
A partir de los valores de σB calculados se ha hecho una representación gráfica
en la que se muestra este valor en función del pH al que se ha trabajado. El resultado se
muestra en la figura 5.38.
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
σ
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.38. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Filmtec BW30 4040.
El valor del coeficiente de reflexión de la membrana Filmtec es superior al de las
membranas anteriores, apreciándose variaciones con el pH, pero inferiores a los dos
casos anteriores.
Para calcular el valor del coeficiente de permeado de boro, se ha representado Cp
frente a 1/Jv. En la figura 5.39 se muestra el resultado obtenido y en la tabla 5.20 los
valores de Ps.
0,40
[B]permeado (mol/L)
0,30
6,2
7
0,20
7,5
7,9
0,10 8,5
9
0,00 9,5
0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 10
1/Jpermeado (m 2/(m 3/día)) 10,5
10,9
Figura 5.39. Cp de boro frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040.
178

200. 5. Resultados y discusión
Tabla 5.20. Cp de boro frente a 1/Jv. Filmtec BW30 4040.
pH Ecuación PB 106(m/s) r2 t(ºC)
6,2 C p = 0,0469 / J v + 0,095 1,64 0,918 22,6
7,0 C p = 0,0336 / J v + 0,1139 1,18 0,915 23,4
7,5 C p = 0,0332 / J v + 0,0877 1,08 0,936 23,5
7,9 C p = 0,0252 / J v + 0,0982 0,82 0,999 23,1
8,5 C p = 0,0268 / J v + 0,079 0,82 0,877 23,5
9,0 C p = 0,0288 / J v + 0,055 0,83 0,968 23,5
9,5 C p = 0,0483 / J v − 0,0226 1,2 0,987 22,6
10,0 Cp =1 0 1 23,3
10,5 Cp =1 0 1 23,1
10,9 Cp =1 0 1 22,3
En la figura 5.40 se presentan los datos del coeficiente de permeabilidad
calculados frente al pH.
7
6
5
PB 106(m/s)
4
3
2
1
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.40. Coeficiente de permeado de boro frente al pH. Filmtec BW30 4040.
La primera tendencia que se observa es a que se produzca una reducción del
coeficiente de permeabilidad al aumentar el pH, para, posteriormente, aumentar
ligeramente y volver a reducirse. A pH entre 8 y 9 el valor se mantiene constante.
179

201. 5. Resultado y discusión
Comparativa de las tres membranas
Las diferencias en el coeficiente de reflexión de boro son muy notables entre las
tres membranas sobre todo a valores bajos del pH, reduciéndose estas diferencias a pH
elevados.
En el coeficiente de permeabilidad también se aprecian notables diferencias y al
igual que ocurría con el sodio, la membrana que muestra valores menores de
permeabilidad es la Filmtec BW30 4040, seguida por la Toray TM710 y por último la
Hydranautics ESPA2 4040.
En la tabla 5.21 se muestran los rangos de los valores obtenidos de σB y PB para
cada membrana.
Tabla 5.21. Comparativa de valores de σB y PB.
Toray TM710 Hydranautics ESPA2 4040 Filmtec BW30
Rango de valores
0,61-1 0,45-1 0,79-1
obtenidos σB
Rango de valores
0-3,11 0,11-5,83 0-1,64
obtenidos PB 106 (m/s)
Taniguchi y col. (2001), en los trabajos realizados con membranas de agua de
mar, obtienen valores de permeabilidad del boro entre 0,466 10-6 m/s y 1,887 10-6 m/s.
Las membranas de agua de mar presentan, a pH normales de trabajo, un mayor rechazo
de boro que las membranas de agua salobre (Taniguchi y col., 2004).
En el trabajo teórico que presentan Sagiv y col. (2004) se informan valores de
permeabilidad del boro entre 1,2*10-6-1,3*10-6 (m/s).
Por su parte Hyung y Kim (2006) han llevado a cabo ensayos a escala de
laboratorio, informando de valores para diferentes membranas de agua de mar dentro de
un rango de pH entre 6,2 y 9,5. Para el coeficiente de reflexión del boro obtiene
180

202. 5. Resultados y discusión
resultados entre 0,970 y 0,999 y para la permeabilidad de entre 0,06*10-6 m/s y 0,61*10-
6
m/s. En sus ensayos se observa la influencia del pH en ambos parámetros, obteniendo,
al igual que en el presente trabajo, un aumento del coeficiente de reflexión al aumentar
el pH. Por otra parte, también se puede apreciar, como se ha mostrado en los resultados
presentados, como a pH en torno a 8 la permeabilidad para el boro aumenta para luego
descender.
Transporte de ácido bórico y borato a través de la membrana
En la mayoría de la bibliografía de referencia se calcula el coeficiente de
reflexión y el coeficiente de permeabilidad del boro conforme se ha realizado en el
apartado anterior (Taniguchi y col., 2001, Sagiv y col., 2004, Ballet y col., 2004, Hyung
y Kim., 2006). Se considera el boro como tal, como boro elemental, que es la especie
analizada, sin tener en cuenta las particularidades que presenta en el agua (apartado 2.1).
Pero es importante señalar que el boro, presente en el agua, se encuentra
mayoritariamente en forma de ácido bórico en equilibrio con borato. Las variaciones de
pH conllevan una variación en la proporción en la que se encuentran estas dos especies
(figura 2.2). El cálculo del coeficiente de reflexión de boro y de permeabilidad se
debería llevar a cabo teniendo en cuenta esta disociación, estableciéndose por un lado la
influencia del pH en la presencia de ácido bórico o borato y por otro lado la influencia
del pH en los parámetros cinéticos de la membrana.
De acuerdo con lo establecido por Hyung y Kim (2006) podríamos reescribir los
coeficientes de reflexión y permeabilidad según:
PB = α B ( OH )3 PB (OH )3 + α B ( OH ) − PB ( OH ) − [LT-1] (5.8)
4 4
σ B = α B (OH ) σ B (OH ) + α B (OH ) σ B (OH )
3 3
− − (5.9)
4 4
181

203. 5. Resultado y discusión
Siendo α B ( OH )3 y α B (OH ) − los coeficientes de reparto de cada uno de los
4
compuestos, de forma que:
α B (OH ) =
[B(OH )3 ]
[B(OH )3 ] + [B(OH )− ]
3
(5.10)
4
α B (OH )
[B(OH ) ] −
[B(OH ) ] + [B(OH ) ]
− = 4
−
(5.11)
4
3 4
α B (OH ) + α B (OH ) = 1
3
− (5.12)
4
La constante de equilibrio de la disociación del ácido bórico se define como
KB =
[B(OH ) ][H ]−
4
+
siendo pKB=9,15 (5.13)
[B(OH )3 ]
Sustituyendo las ecuaciones 5.10 y 5.11 en la 5.13 obtenemos la relación entre la
proporción de ambas especies y el pH que se representó en la figura 2.2.
α B (OH ) α B (OH )
log 3
= 9,15 − pH o lo que es lo mismo = 10 9,15− pH 3
(5.14)
α B (OH )
−
4
α B (OH ) −
4
A partir de esta relación podemos definir coeficientes de reparto de cada uno de
los compuestos ( α B (OH )3 y α B (OH ) − ) en función del pH.
4
10 9,15− pH
α B (OH ) = (5.15)
3
1 + 10 9,15− pH
1
α B (OH ) = − (5.16)
4
1 + 10 9,15− pH
Sustituyendo los coeficientes de reparto, las ecuaciones del coeficiente de
rechazo y de permeabilidad quedarían:
182

204. 5. Resultados y discusión
10 9,15− pH 1
PB = 9 ,15− pH
PB (OH )3 + P − [LT-1] (5.17)
1 + 10 1 + 10 9,15− pH B ( OH ) 4
10 9,15− pH 1
σB = 9 ,15− pH
σ B (OH )3 + σ − (5.18)
1 + 10 1 + 10 9,15− pH B (OH ) 4
De esta forma estaría contemplada la influencia del pH debido a la disociación
del ácido bórico en borato.
En una primera aproximación y en concordancia con las propuestas de Hyung y
Kim, se consideraron PB (OH )3 , PB ( OH ) − , σ B (OH )3 y σ B ( OH ) − constantes para calcular los
4 4
valores de PB y σ B . Para el ácido bórico se tomaron los valores correspondientes a pH
6,2 (por ser el pH más bajo al que se ha trabajado y teniendo un porcentaje teórico para
esta especie del 99,88%) y para el borato se adoptaron los valores a pH 10,9 (con un
99,98% de presencia de borato). Los resultados de PB y σ B obtenidos mediante esta
aproximación no se ajustaron a los datos calculados a partir de los parámetros
experimentales y que se han reflejado en el apartado del transporte de boro. Por todo
esto, la interpretación de Hyung y Kim (2006) no resulta suficiente para establecer la
influencia del pH en la constante de reflexión y en el coeficiente de permeabilidad.
Para intentar mejorar las correlaciones de Hyung y Kim, se propone considerar
la influencia del pH en los valores PB (OH )3 , PB ( OH ) − , σ B (OH )3 y σ B ( OH ) − .
4 4
Para calcular la influencia del pH en cada caso se han utilizado los datos de PB y
σ B obtenidos en el apartado del transporte de boro. Tanto para el ácido bórico como
para el borato, se han considerado los datos correspondientes a valores de pH en los que
cada especie se encuentra en un porcentaje superior al 90%. De esta forma se dispone
de, al menos, tres datos, tanto para el ácido bórico como para el borato. En cada caso se
supone una dependencia lineal. Para el ácido bórico se han considerado valores de pH
entre 6,2 y 7,5, mientras que en el caso del borato se han seleccionado los valores de pH
entre 10 y 10,9.
183

205. 5. Resultado y discusión
Para la membrana Toray TM710, las ecuaciones correspondientes a los
coeficientes de reflexión serían:
σ B (OH ) = 0,0706 pH + 0,1832
3
(5.19)
σ B (OH ) = 0,0358 pH + 0,6149
−
4
(5.20)
La ecuación quedaría de la siguiente forma:
10 9,15− pH 1
σ B = (0,0706 pH + 0,1832) 9 ,15− pH
+ (0,0358 pH + 0,6149) (5.21)
1 + 10 1 + 10 9,15− pH
En la figura 5.41 se muestra la representación.
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
valores experimentales
0,30
valores calculados
0,20
0,10
0,00
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.41. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Valores experimentales y valores
calculados considerando la disociación del ácido bórico-borato y la influencia del pH en los
coeficientes de reflexión. Toray TM710.
Se observa un buen ajuste a los datos experimentales.
Para la membrana Hydranautics ESPA2 4040, las ecuaciones correspondientes a
los coeficientes de reflexión serían:
σ B (OH ) = 0,2099 pH − 0,8723
3
(5.22)
184

206. 5. Resultados y discusión
σ B (OH ) = 0,0345 pH + 0,6288
−
4
(5.23)
La ecuación quedaría de la siguiente forma:
10 9,15− pH 1
σ B = (0,2099 pH − 0,8723) 9 ,15− pH
+ (0,0345 pH + 0,6288) (5.24)
1 + 10 1 + 10 9,15− pH
En la figura 5.42 se muestra la representación.
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
σ
0,40
0,30
0,20 valores experimentales
0,10 valores calculados
0,00
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.42. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Valores experimentales y valores
calculados considerando la disociación del ácido bórico-borato y la influencia del pH en los
coeficientes de reflexión. Hydranautics ESPA2 4040.
Se observa un buen ajuste a los datos experimentales.
Para la membrana de Filmtec BW30 4040, las ecuaciones correspondientes a los
coeficientes de reflexión serían:
σ B (OH ) = 0,0531 pH + 0,476
3
(5.25)
σ B (OH ) = 1
−
4
(5.26)
La ecuación, para el coeficiente de reflexión quedaría :
185

207. 5. Resultado y discusión
10 9,15− pH 1
σ B = (0,0531 pH + 0,476) 9 ,15− pH
+ (5.27)
1 + 10 1 + 10 9,15− pH
En la figura 5.43 se muestra la representación.
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
σ
0,40
0,30
valores experimentales
0,20
valores calculados
0,10
0,00
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.43. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Valores experimentales y valores
calculados considerando la disociación del ácido bórico-borato y la influencia del pH en los
coeficientes de reflexión. Filmtec BW30 4040.
Como en los casos anteriores, se observa un buen ajuste a los datos
experimentales.
De la misma forma, se ha procedido con el coeficiente de permeabilidad. Se ha
calculado la dependencia en función del pH y se han sustituido los valores constantes
por las ecuaciones.
Para la membrana Toray TM710 las ecuaciones correspondientes a los
coeficientes de permeabilidad serían:
PB ( OH )3 = −0,0337 pH + 0,2961 (5.28)
PB ( OH )− = −0,068 pH + 0,714 (5.29)
4
La ecuación quedaría de la siguiente forma:
186

208. 5. Resultados y discusión
10 9,15− pH 1
PB = (−0,0337 pH + 0,2961) 9 ,15− pH
+ (−0,068 pH + 0,714) (5.30)
1 + 10 1 + 10 9,15− pH
En la figura 5.44 se muestra la representación.
7
valores experimentales
6 valores calculados
5
P B *10^6(m/s)
4
3
2
1
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.44. Coeficiente de permeado de boro frente al pH. Valores experimentales y valores
calculados considerando la disociación del ácido bórico-borato y la influencia del pH en los
coeficientes de permeabilidad. Toray TM710.
Se observa un buen ajuste a los datos experimentales.
Para la membrana Hydranautics ESPA2 4040, las ecuaciones correspondientes a
los coeficientes de permeabilidad serían:
PB ( OH )3 = 0,011 pH − 0,0221 (5.31)
PB ( OH )− = −0,0244 pH + 0,2612 (5.32)
4
La ecuación quedaría de la siguiente forma:
10 9,15− pH 1
PB = (0,011 pH − 0,0221) 9 ,15 − pH
+ (−0,0244 pH + 0,2612) (5.33)
1 + 10 1 + 10 9,15− pH
En la figura 5.45 se muestra como quedaría la representación.
187

209. 5. Resultado y discusión
7
valores experimentales
6 valores calculados
5
P B *106(m/s)
4
3
2
1
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.45. Coeficiente de permeado de boro frente al pH. Valores experimentales y valores
calculados considerando la disociación del ácido bórico-borato y la influencia del pH en los
coeficientes de permeabilidad. Hydranautics ESPA2 4040.
Para la membrana de Filmtec BW30 4040, las ecuaciones correspondientes a los
coeficientes de permeabilidad serían:
PB ( OH )3 = 0,0119 pH + 0,1199 (5.34)
PB ( OH ) − = 0 (5.35)
4
La ecuación, para el coeficiente de permeado quedaría de la siguiente forma:
10 9,15− pH
PB = (0,0119 pH + 0,1199) (5.36)
1 + 10 9,15− pH
En la figura 5.46 se muestra la representación.
7
6
5
valores experimentales
PB 106(m/s)
4 valores calculados
3
2
1
0
6 7 8 9 10 11 12
pH
Figura 5.46. Coeficiente de reflexión de boro frente al pH. Valores experimentales y valores
calculados considerando la disociación del ácido bórico-borato y la influencia del pH en los
coeficientes de permeabilidad. Filmtec BW30 4040.
188

210. 5. Resultados y discusión
Los resultados obtenidos sí se ajustan a los resultados experimentales por lo que
se puede establecer como válida la aproximación considerada anteriormente. Se puede
determinar que tanto la permeabilidad como el coeficiente de reflexión para el boro
dependen de la influencia del pH en:
- la disociación del ácido bórico- borato.
- los valores PB (OH )3 , PB ( OH ) − , σ B (OH )3 y σ B ( OH ) − .
4 4
La influencia del pH en el equilibrio ácido bórico-borato justifica las diferencias
tan acusadas que se observan en el rechazo de boro a altos y bajos pH, mientras que la
influencia del pH en los valores de PB (OH )3 , PB ( OH ) − , σ B (OH )3 y σ B (OH ) − justifica las
4 4
diferencias observadas entre las membranas, ya que en caso contrario, cabría esperar un
comportamiento muy similar.
En las tablas 5.22 y 5.23 se muestran las ecuaciones de PB y σB en función del
pH para cada membrana.
Tabla 5.22 Ecuaciones de σB en función del pH.
MEMBRANA Ecuación
10 9,15− pH 1
Toray TM710 σ B = (0,0706 pH + 0,1832) 9 ,15− pH
+ (0,0358 pH + 0,6149)
1 + 10 1 + 10 9,15− pH
Hydranautics 10 9,15− pH 1
σ B = (0,2099 pH − 0,8723) 9 ,15− pH
+ (0,0345 pH + 0,6288)
ESPA2-4040 1 + 10 1 + 10 9,15− pH
Filmtec 30BW 10 9,15− pH 1
σ B = (0,0531 pH + 0,476) 9 ,15− pH
+
4040 1 + 10 1 + 10 9,15− pH
189

211. 5. Resultado y discusión
Tabla 5.23 Ecuaciones de PB en función del pH.
MEMBRANA Ecuación
10 9,15− pH 1
Toray TM710 PB = (−0,0337 pH + 0,2961) 9 ,15− pH
+ (−0,068 pH + 0,714)
1 + 10 1 + 10 9,15− pH
Hydranautics 10 9,15− pH 1
PB = (0,011 pH − 0,0221) 9 ,15 − pH
+ (−0,0244 pH + 0,2612)
ESPA2-4040 1 + 10 1 + 10 9,15− pH
Filmtec 30BW 10 9,15− pH
PB = (0,0119 pH + 0,1199)
4040 1 + 10 9,15− pH
Las tres membranas muestran flujo volumétrico de boro a través de ellas además
del flujo por difusión. Tanto la membrana Hydranautics ESPA2 4040 como la Toray
TM710 presenta flujo tanto de ácido bórico como borato mientras que la membrana
Filmtec permitiría sólo el transporte de ácido bórico mostrando un buen rechazo de
borato.
190

212. 5. Resultados y discusión
5.1.2. Selección de condiciones para la reducción de la concentración de boro a 0,5
mg/L y a 0 mg/L
Dentro del estudio del comportamiento de las membranas respecto al rechazo de
boro a distintos valores de pH, se ha realizado una nueva experimentación para cada una
de ellas. En esta serie de experimentos se fijan unas condiciones de operación para que
las membranas trabajen en el rango óptimo establecido por los fabricantes:
• Membrana Toray TM710: conversión 15%, caudal de permeado 220 L/h,
presión inicial 8,9 bares.
• Membrana Hydranautics ESPA2-4040: conversión 15%, caudal de permeado
250 L/h, presión inicial 6,9 bares.
• Membrana Filmtec BW30-4040: conversión 15%, caudal de permeado 150 L/h,
presión inicial 11,5 bares.
En estas condiciones se ha variado progresivamente el pH del alimento hasta
eliminar completamente la presencia de boro en el permeado. Esta nueva serie de
experimentos permite determinar el pH de operación necesario para reducir la
concentración de boro total del producto final al nivel deseado.
Se mantiene la conversión a un 15%, que es lo indicado en el caso de disponer de
una sola membrana y que se ha comprobado en experimentos anteriores que es la zona
de trabajo en la que se obtienen los mejores resultados de rechazo de sales. A
conversión constante se va variando el pH del agua de alimento.
191

213. 5. Resultado y discusión
Toray TM710
En la figura 5.47 se muestran los resultados obtenidos para la membrana Toray
TM710. Los ensayos han sido realizados en un intervalo de temperaturas de 20,5ºC-
22,0 ºC.
1,60
1,40
1,20
1,00
[B](mg/L)
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
7,0 8,0 9,0 10,0 11,0 12,0
pH
Figura 5.47. Concentración de boro del permeado en función del pH del agua de alimento. Toray
TM 710.
Se observa, de forma experimental, como la reducción de boro a valores
próximos a 0,5 mg/L se obtiene a pH del orden de 9,8. Elevándose el pH a valores
próximos a 11 se consigue reducir el boro a valores inferiores al LOD.
Los valores de pH anteriormente citados se establecerán como pauta de trabajo,
para próximos ensayos.
Hydranautics ESPA2-4040
En la figura 5.48 se muestran los resultados obtenidos la membrana
Hydranautics ESPA2-4040. Los ensayos han sido realizados en un intervalo de
temperaturas de 20,6ºC-21,5ºC.
192

214. 5. Resultados y discusión
1,40
1,20
1,00
[B] (mg/L)
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
6,8 7,8 8,8 9,8 10,8 11,8
pH
Figura 5.48. Concentración de boro del permeado en función del pH del agua de alimento.
Hydranautics ESPA2-4040.
Como en el caso anterior, la reducción de boro a valores próximos a 0,5 mg/L se
obtiene a pH del orden de 9,8. A valores próximos a 11 se consigue reducir el boro a
valores inferiores al LOD. Estos valores de pH se establecen como pauta de trabajo,
para próximos ensayos.
Filmtec BW30-4040
En la figura 5.49 se presentan los resultados obtenidos para la membrana Filmtec
BW30-4040. Los ensayos han sido realizados en un intervalo de temperaturas de 16,7-
19,9 ºC.
1,60
1,40
1,20
1,00
[B] (mg/L)
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
6,8 7,8 8,8 9,8 10,8 11,8
pH
Figura 5.49. Concentración de boro del permeado en función del pH del agua de alimento. Filmtec
BW30-4040.
193

215. 5. Resultado y discusión
En este caso, el pH requerido para reducir la concentración de boro a 0,5 mg/L
ha sido inferior, del orden de 8,5.
La membrana Filmtec permite reducir la concentración de boro hasta valores
inferiores al LOD trabajando a pH marcadamente inferiores a los casos anteriores. A pH
10 la concentración de boro es inferior a 0,02 mg/L.
Comparación entre membranas
En la figura 5.50 se representa el porcentaje de rechazo de boro frente al pH,
para las tres membranas.
100
90
80
70
% B rechazado
60
50
40
30
20
10
0
6,0 7,0 8,0 9,0 10,0 11,0 12,0
Toray TM710
pH
Hydranautics ESPA2 4040
Filmtec 30BW 4040
Figura 5.50. Porcentaje de rechazo de boro frente a pH.
En la bibliografía se recogen algunos estudios realizados con membranas,
generalmente de agua de mar. De las membranas de agua salobre, la más analizada ha
sido la Filmtec BW30 (Redondo y col., 2003, Dydo y col., 2005, Gorenflo y col., 2007).
Redondo y col. (2003) establecen un porcentaje de rechazo de boro para esta membrana
(TDS 2.000 mg/L, pH 8, 10,7 bar y al 15% de conversión) dentro de un intervalo entre
55-75%., en la presente investigación se han obtenido resultados del orden del 75% para
el mismo pH.
194

216. 5. Resultados y discusión
La membrana que permite, en todo el intervalo de pH, disminuir más la
concentración de boro en el permeado y consecuentemente obtener un mayor rechazo,
es la Filmtec BW30-4040, que es la que precisa una mayor presión de operación. Con
esta membrana se obtiene un rechazo total a pH ligeramente superior a 10.
Las membranas Toray TM710 e Hydranautics ESPA2 4040, que a pH neutro
presentan muchas diferencias de comportamiento, se equiparan a medida que aumenta
el pH, comportándose de forma muy similar cuando el pH supera el valor de 9,5. Con
estas membranas se requiere trabajar a pH superior a 11 para conseguir el rechazo total
de boro.
195

217. 5. Resultado y discusión
5.1.3. Variación de la conversión de trabajo mediante la recirculación de parte del
rechazo
Mediante la recirculación de la salmuera se ha aumentado la conversión global
del proceso, simulando conversiones de operación mayor. Se han establecido como
valores de pH dos para cada membrana, que son los determinados en el apartado
anterior para reducir el boro por debajo del límite de detección y a 0,5 mg/L.
Toray TM710
A partir de los resultados del apartado anterior, se establece pH 9,8, con el fin de
reducir la concentración de boro por debajo de 0,5 mg/L y pH 11 para reducirla por
debajo del límite de detección. En la figura 5.51 se muestra el porcentaje de boro
rechazado frente a la conversión global del proceso, obtenida mediante recirculación a
los pH indicados. Los ensayos han sido realizados en un intervalo de temperaturas de
19,4-20,3ºC.
100
90
80
70
% Rechazo B
60
50
40
30
20
pH 9,8
10 pH 11
0
0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90%
%Converisón
Figura 5.51. Porcentaje de rechazo de boro frente a conversión a pH 9,8 y pH 11. Toray TM710.
A pH 9,8 se han obtenido concentraciones de boro en el permeado entre 0,65-
0,74 mg/L. El porcentaje de rechazo de boro obtenido se ha situado entre el 69,3-77,8%.
196

218. 5. Resultados y discusión
En el apartado 5.1.2, en el que se ha trabajado a una conversión del 15% sin
recircular, el porcentaje de rechazo a pH 9,8 era del 77%. Los resultados obtenidos,
parecen indicar que la conversión global del proceso, no varía de forma significativa el
porcentaje de rechazo de boro (Magara y col., 1998). Lo que sí es cierto es que al
trabajar a mayor conversión, se requiere elevar el pH a valores superiores si se quiere
reducir el boro por debajo de 0,5 mg/L, ya que aunque se mantiene el porcentaje de
rechazo de boro, al aumentar la conversión aumenta la concentración real de boro de
alimento y con ello la concentración de boro en el permeado.
A pH 11 el rechazo ha sido muy alto, obteniéndose valores de concentraciones
de boro por debajo de límite de detección, como ocurría al trabajar al 15% de
conversión.
Hydranautics ESPA2-4040
Como en el caso de la membrana anterior, se establece pH 9,8, con el fin de
reducir la concentración de boro por debajo de 0,5 mg/L y pH 11 para reducirla por
debajo del límite de detección. En la figura 5.52 se muestra el porcentaje de boro
rechazado frente a la conversión global del proceso, obtenida mediante recirculación a
dichos pH. Los ensayos han sido realizados en un intervalo de temperaturas de 19,7ºC-
20,5 ºC.
100
90
80
70
% Rechazo B
60
50
40
30
pH 9,8
20
10 pH 11
0
0% 20% 40% 60% 80%
%Conversión
Figura 5.52. Porcentaje de rechazo de boro frente a conversión a pH 9,8 y pH 11. ESPA2-4040.
197

219. 5. Resultado y discusión
A pH 9,8 se han obtenido valores de concentración de boro por debajo de los 0,5
mg/L para todo el intervalo de conversión. El porcentaje de rechazo de boro ha oscilado
entre el 89,8 y 90,6%.
En base a los resultados obtenidos en el apartado 5.1.2, el porcentaje de rechazo
a pH 9,8 que se hubiera esperado debería haber estado en torno al 78%. Los resultados
obtenidos superan dichas perspectivas. En este caso podría observarse un mejor
comportamiento de la membrana a mayores conversiones y por tanto a mayores
concentraciones de boro, lo cual, en principio, no ocurre con todas las membranas
(Magara y col., 1998). Este aumento en el rechazo de boro puede ser debido a la
diferencia de temperaturas entre ensayos ya que en el apartado5.1.2 se trabajó dentro de
un intervalo de 23,8º C-24,2ºC mientras que estos últimos ensayos han sido realizados a
20,0ºC-20,9 ºC. A mayor temperatura aumenta el paso de sales a través de la membrana.
A pH 11 el rechazo ha sido muy alto en todos los casos obteniéndose valores de
concentraciones de boro por debajo de límite de detección.
Filmtec BW30
Con esta membrana se ha trabajado a pH 8,5, con el fin de reducir la concentración
de boro por debajo de 0,5 mg/L y a 10,2 para reducirla por debajo del límite de
detección. En la figura 5.53 se muestra el porcentaje de boro rechazado frente a la
conversión global del proceso obtenida mediante recirculación a pH 8,5 y pH 10,2. Los
ensayos han sido realizados en un intervalo de temperaturas de 18,7-19,3 ºC.
198

220. 5. Resultados y discusión
100
90
80
70
% Rechazo B
60
50
40
30
20 pH 8,5
10 10,2
0
0% 20% 40% 60% 80% 100%
%Conversión
Figura 5.53. Porcentaje de rechazo de boro frente a conversión a pH 8,5 y 10,2. Filmtec BW30.
A pH 8,5 se han obtenido valores de concentración de boro entre 0,73 y 1,13
mg/L. El porcentaje de rechazo de boro ha oscilado entre el 71,9 y 74,7%.
En base a los resultados obtenidos en el apartado 5.1.2, el porcentaje de rechazo
a pH 9,8 que se hubiera esperado debería haber estado en torno al 77%. Los resultados
obtenidos se quedan ligeramente por debajo de los valores esperados, pero los
resultados concuerdan con los presentados por Dydo y col. (2005) que realizan una
comparativa similar con esta membrana trabajando también a pH 8,5. En sus ensayos
obtiene un rechazo de boro 71-74%.
Por otra parte, los valores obtenidos a pH 10,2 son inferiores a los esperados, ya
que se hubiera esperado obtener un rechazo del 100% con valores de boro por debajo
del LOD. Por el contrario se han obtenido valores entre el 90,8-94,0%. En el trabajo
elaborado por Dydo y col. (2005) no se muestran datos de la variación del porcentaje de
rechazo de boro a diferentes valores de pH. Para eliminar el boro por debajo del límite
de detección con la membrana Filmtec BW30 a conversiones elevadas sería necesario
trabajar a pH superiores al establecido.
199

221. 5. Resultado y discusión
Comparación entre membranas
Recirculando, para aumentar la conversión global del proceso, la membrana
Toray TM 710 presenta resultados dentro de los valores esperados, a tenor de los
ensayos realizados con anterioridad. La membrana Hydranautics ESPA2 4040 presenta
valores superiores a los esperados, mientras que con la membrana Filmtec BW30 los
resultados obtenidos se quedan ligeramente por debajo de los valores esperados, pero
concuerdan con trabajos realizados por otros autores (Dydo y col., 2005).
La tabla 5.24 muestra a modo de resumen los valores de porcentaje de rechazo de
boro para cada membrana llevando a cabo una variación de la conversión global del
proceso.
Tabla 5.24. Porcentaje de rechazo de boro variando la conversión.
Toray TM710 Hydranautics ESPA2 4040 Filmtec BW30
pH 8,5 71,0-74,0
pH 9,8 69,3-77,8 89,8-90,6
pH 10 90,8-94,0
pH 11 <LOD <LOD
200

222. 5. Resultados y discusión
5.1.4. Evolución del rendimiento de la membrana trabajando en forma
continua a pH elevado
Con el fin de evaluar el rendimiento de las membranas cuando operan durante
largo tiempo en condiciones de pH elevado, que son las que se exigen para la reducción
de boro, se ha trabajado con una de las membranas durante nueve meses de forma
continuada. Para llevar a cabo el presente ensayo se seleccionó la membrana Filmtec
BW30 4040. Los ensayos han sido realizados dentro de un intervalo de temperaturas
entre 18,0-26,7 ºC.
Para llevar a cabo el proceso, se ha establecido como pH del mismo 10 y una
conversión del 15%. Las figuras 5.54 y 5.55 presentan respectivamente el valor de la
concentración de boro en el alimento y permeado respecto al tiempo, y el porcentaje de
rechazo de boro respecto al tiempo. En la figura 5.54 se ha añadido el dato de la
temperatura.
2,50 30,0
2,00 25,0
20,0
[B] (mg/L)
1,50
T(ºC)
15,0
1,00
10,0
0,50 5,0
0,00 0,0
0 2000 4000 6000 8000
[B]Perm (mg/L) Tiempo (h)
[B]alim (mg/L)
Temperatura alimento ºC
Figura 5.54. Concentración de boro del alimento y permeado y temperatura. Filmtec BW30.
100
95
% Rechazo B
90
85
80
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000
Tiempo (h)
Figura 5.55. Porcentaje de rechazo de boro. Filmtec BW30.
201

223. 5. Resultado y discusión
El comportamiento de la membrana es el esperado. Se han medido
concentraciones de boro muy próximas al LOD o por debajo del mismo. Para el
porcentaje de rechazo más bajo calculado, la concentración de boro en el permeado era
de 0,09 mg/L.
En la figura 5.54 se observa un aumento progresivo de la concentración de boro
del agua de alimento a la planta piloto, por ese motivo se ha incluido dentro de la
gráfica la temperatura. Se puede apreciar como al mismo tiempo se produce el aumento
de temperatura. Por tanto, el aumento de la concentración de boro del agua procedente
de la desaladora de agua de mar podría ser debido al aumento de la temperatura.
En la figura 5.55 se observan dos zonas en las que el porcentaje de rechazo de
boro es menor, ambas corresponden al momento de arranque de la planta.
Posteriormente el proceso se estabiliza presentando porcentajes de rechazo de boro
cercanos al 100%.
De la misma forma, con el fin de comprobar si al trabajar a pH elevados durante
este tiempo ha causado deterioro de las membranas, se ha representado la concentración
de sodio en el alimento y permeado respecto al tiempo (Fig. 5.56) y el porcentaje de
rechazo de sodio respecto al tiempo (Fig. 5.57).
250
200
[Na] (mg/L)
150
100
[Na]Perm (mg/L)
50 [Na]alim (mg/L)
0
0 2000 4000 6000 8000
Tiempo (h)
Figura 5.56. Concentración de sodio del alimento y permeado. Filmtec BW30.
202

224. 5. Resultados y discusión
100
99
98
97
% Rechazo Na
96
95
94
93
92
91
90
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000
Tiempo (h)
Figura 5.57. Porcentaje de rechazo de sodio. Filmtec BW30.
En el porcentaje de rechazo de sodio no se observa ninguna variación
significativa a lo largo del tiempo lo que parece indicar que la membrana no ha sufrido
alteraciones durante los nueve meses de trabajo en continuo.
Nadav y col. (2005) pusieron en funcionamiento un sistema durante 6 meses con
membranas de Filmtec, trabajando a pH 10-10,2 y una conversión del 90%, con un
alimento de boro de entrada a la segunda etapa de ósmosis inversa de 4,6 mg/L. No
sufrieron problemas de precipitación de sales ni deterioro de las membranas.
203

225. 204

226. 5. Resultados y discusión
5.2. REDUCCIÓN DE BORO MEDIANTE RESINAS DE
INTERCAMBIO IÓNICO. COMPORTAMIENTO DE LAS
DISTINTAS RESINAS
En esta parte del estudio se analiza el comportamiento de las tres resinas
seleccionadas Amberlite IRA 743, Purolite S-108 y Dow XU-43594.00, estableciéndose
las condiciones de operación de las mismas. En el presente apartado se muestra la
interpretación de los resultados obtenidos, analizándose las conclusiones extraídas.
Para el estudio del comportamiento de las resinas se ha establecido un caudal de
160 L/h. El volumen de resina utilizado es, aproximadamente, de 10 L. Los parámetros
de operación y de regeneración de la resina han sido establecidos atendiendo a la
recomendación de los fabricantes.
Se ha estudiado la variación de la concentración de boro presente en el agua
tratada, para ello se ha referido el volumen de agua tratada al volumen de lecho. Con el
fin de comprobar la reproducibilidad de los resultados, se han triplicado los ensayos
para cada una de las resinas, presentándose el más favorable para cada una de ellas.
También se ha determinado el volumen de agua tratada a partir del cual comienza a
aumentar la concentración de boro y el volumen de agua tratada cuando la
concentración de boro del producto final alcanza los 0,5 mg/L.
El rango de temperaturas en el que se han llevado a cabo los ensayos es muy
variable, debido a la larga duración de los mismos, ya que se ha tenido que trabajar en
diferentes estaciones del año.
205

227. 5. Resultado y discusión
5.2.1. Estudio de la eliminación de boro
Amberlite IRA 743
El volumen de resina empleado ha sido de 10,25 L. El caudal de agua a través de
la resina ha sido de 160 L/h, es decir 15,6 BV/h (volúmenes de agua por volumen de
lecho por hora). La concentración del boro del agua de alimento se encuentra entre 1,38
y 1,45 mg/L. Los ensayos han sido realizados durante la primavera, el intervalo de
temperaturas fue de 20,7 a 22,7 ºC.
La figura 5.58 muestra los datos de la concentración de boro del agua de
alimento y del agua tratada frente al volumen tratado por unidad de volumen de lecho.
3,00
2,50
2,00
[B] (mg/L)
1,50
1,00
0,50
0,00
0 500 1000 1500 2000 2500
V/volum en de lecho
[B] agua tratada [B] alimento
Figura 5.58. Concentración de boro del agua de alimento y agua tratada. Amberlite IRA 743.
Los datos de la cantidad de boro retenido por litro de resina frente al volumen
tratado por unidad de volumen de lecho se representan en la figura 5.59.
206

228. 5. Resultados y discusión
3,00
(g/L)
2,50
resina
2,00
Boro acumulado por L
1,50
1,00
0,50
0,00
0 500 1000 1500 2000 2500
V/volum en de lecho
Figura 5.59. Boro acumulado por la resina. Amberlite IRA 743.
En la figura 5.60 se muestra la curva de rotura del ensayo realizado,
representándose [B]/[B]0 frente al tiempo.
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
[B]/ [B] 0
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
0 2000 4000 6000 8000 10000
t(min)
Figura 5.60. Curva de rotura. Amberlite IRA 743.
El comienzo de la saturación de la resina se produce al cabo de haber tratado
aproximadamente 900 L/Lresina, lo que supone una retención aproximada de 1,3 g
B/Lresina .
La concentración de boro del agua tratada se mantiene por debajo de las 0,5
mg/L hasta haber tratado en torno a 1.200 L/Lresina (figura 5.58), es decir cuando la
resina ha retenido en torno a 1,5 g B/Lresina (figura 5.59)..
207

229. 5. Resultado y discusión
En estas condiciones la regeneración de la resina se debería realizar cada 56 h
(2,3 días) si se desea la ausencia total de boro y de 75h (3,1 días) si se desea mantener la
concentración por debajo de 0,5 mg/L.
Nadav y col. (1999), Simonnot y col. (1999), García-Soto y col. (2005) y Yilmaz
y col. (2005) han desarrollado estudios con la resina Amberlite IRA 743 pero la
realización de una comparativa con los resultados obtenidos por ellos resulta difícil ya
que dependerá del diseño del sistema empleado (altura de la columna, velocidad de
flujo, concentración de boro del alimento y temperatura).
Nadav y col. tratan, en su trabajo, agua desalada procedente de una planta
desaladora de agua de mar a 25ºC y 1,8 mg/L de boro. Emplean dos columnas con una
altura de resina de 2,3 m y un volumen total de la misma de 14L. No especifican la
velocidad de flujo, estableciéndola dentro de un intervalo entre 10 y 20 BV/h.
Comparan la regeneración de la resina empleando sólo ácido sulfúrico y con ácido
sulfúrico - hidróxido sódico, observando la segunda alternativa como óptima. En esas
circunstancias se detecta la aparición de boro en el agua del efluente una vez ha tratado
546 BV. En caso de que la velocidad del flujo real empleada haya sido de 20 BV, sus
resultados podrían considerarse comparables a los obtenidos en el presente trabajo.
Simonnot y col. han llevado a cabo sus ensayos a escala laboratorio y
modificando la concentración de boro entre 1 mg/L y 210 mg/L han obtenido
retenciones de boro por parte de la resina entre 1,66 y 2,35 g. De esta forma para
concentraciones entre 1 y 3 mg/L en el alimento (que entraría dentro de nuestro rango
de trabajo) obtendría retenciones entre 1,66 g y 1,87 g.
García-Soto y col. emplean la resina Amberlite IRA-743 dentro de un estudio de
métodos de determinación de boro y de control de cambio del proceso en el tratamiento
de aguas residuales mediante resinas de eliminación de boro. No pretenden, por tanto,
analizar directamente el comportamiento de la resina.
208

230. 5. Resultados y discusión
Yilmaz y col. (2005) plantean el uso de esta resina para la eliminación de boro
en el tratamiento de aguas residuales. Analizan el comportamiento a diferentes flujos
(10, 20 y 30 mL/min), lechos de resina (71,6; 107,5 y 143,2 cm3), concentraciones de
boro (250, 500 y 1000 mg/L) y temperaturas (10, 20, 30 y 40ºC). Sus condiciones de
trabajo difieren mucho de las empleadas en el presente trabajo.
Purolite S 108
El volumen de resina empleado ha sido de 10,25 L. El flujo de agua a través de
la resina ha sido de 160 L/h (15,6 BV/h). La concentración de boro del agua de alimento
se encuentra entre 1,68 y 1,94 mg/L. Los ensayos fueron realizados durante el verano,
oscilando las temperaturas dentro de un rango entre 23,1 ºC y 27,4 ºC.
La figura 5.61 representa la concentración de boro del agua de alimento y del
agua tratada frente al volumen tratado por unidad de volumen de lecho. En la figura
5.62 se muestra la cantidad de boro retenido por litro de resina frente al volumen tratado
por unidad de volumen de lecho.
3,00
2,50
2,00
[B] (mg/L)
1,50
1,00
0,50
0,00
0 1000 2000 3000 4000
V/volum en de lecho
[B] agua tratada [B] alimento
Figura 5.61. Concentración de boro del agua de alimento y agua tratada. Purolite S 108.
209

231. 5. Resultado y discusión
3,00
(g/L)
2,50
resina
2,00
Boro acumulado por L
1,50
1,00
0,50
0,00
0 1000 2000 3000 4000
V/volum en de lecho
Figura 5.62. Boro acumulado por la resina. Purolite S 108.
A partir de los datos obtenidos, se podría establecer el comienzo de la saturación
de la resina al cabo de haber tratado aproximadamente 800 L/Lresina, lo que supone una
retención de aproximadamente 1,3 g B/Lresina. La concentración de boro del agua tratada
se mantiene por debajo de las 0,5 mg/L hasta haber tratado en torno a 1.100 L/Lresina, es
decir cuando la retención de la resina es del orden de 1,6 g B /Lresina.
En estas condiciones la regeneración de la resina se debería realizar cada 51 h
(2,1 días) si se desea la ausencia total de boro y de 71 h (2,9 días) si se desea mantener
la concentración por debajo de 0,5 mg/L.
En la figura 5.63 se muestra la curva de rotura del ensayo realizado
representándose [B]/[B]0 y la temperatura frente al tiempo.
1,00 30,0
0,90
0,80 25,0
0,70 20,0
0,60
[B]/ [B] 0
T(ºC)
0,50 15,0
0,40
0,30 [B]/[B]0 10,0
0,20 T
5,0
0,10
0,00 0,0
0 5000 10000 15000
t(min)
Figura 5.63. Curva de rotura y temperatura. Purolite S 108.
210

232. 5. Resultados y discusión
En la zona en la que la resina está prácticamente saturada y por lo tanto la
captación de boro por parte de la resina es baja, la relación [B]/[B]0 debería mantenerse
prácticamente constante. Sin embargo, se aprecian unos saltos en la relación [B]/[B]0
que coinciden con los observados en la temperatura medida. Este hecho denota la
importancia de considerar la temperatura en el proceso de captación de boro por parte
de la resina. Considerando, dentro de un intervalo concreto, el incremento de [B]/[B]0
frente al incremento de T(ºC), se observa que la variación ha sido entre un 5-8% por
cada ºC.
Teniendo en cuenta, que en la figura 5.61, no se observa esta tendencia en el
agua de alimento y sí en el agua tratada, se puede establecer, por tanto, que el
incremento de [B]/[B]0 es debido, fundamentalmente, a un aumento de la concentración
de boro en el agua tratada al aumentar la temperatura y que a mayor temperatura la
resina presenta una menor capacidad de retención del boro. Se ha observado un
aumento en la concentración de boro del agua tratada en torno a 0,12-0,14 mg/ºC.
Yilmaz y col. (2005) ha realizado ensayos para el tratamiento de aguas
residuales con la resina Amberlite IRA 743 a diferentes temperaturas (10, 20, 30 y
40ºC). Muestran una gráfica en la que se puede apreciar cómo la capacidad de
saturación de la resina disminuye al aumentar la temperatura. De la representación no se
pueden obtener datos concretos, que por otra parte no serían comparables por las
diferencias entre los tipos de ensayo realizados.
Dow XU-43594.00
El volumen de resina empleado ha sido de 10,0 L. El flujo de agua a través de la
resina ha sido de 160 L/h (15,6 BV/h). La concentración del boro del agua de alimento
se encuentra entre 1,55 y 1,75 mg/L. El rango de temperaturas de operación osciló entre
15,6 ºC y 20,9 ºC.
211

233. 5. Resultado y discusión
La figura 5.64 representa la concentración de boro del agua de alimento y del
agua tratada frente al volumen tratado por unidad de volumen de lecho.
3,00
2,50
2,00
[B] (mg/L)
1,50
1,00
0,50
0,00
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
V/volum en de lecho
[B] agua tratada [B] alimento
Figura 5.64. Concentración de boro del agua de alimento y agua tratada. Dow XU-43594.00.
En la figura 5.65 se muestra la cantidad de boro retenido por litro de resina
frente al volumen tratado por unidad de volumen de lecho.
5,00
4,50
(g/L)
4,00
resina
3,50
Boro acumulado por L
3,00
2,50
2,00
1,50
1,00
0,50
0,00
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
V/volum en de lecho
Figura 5.65. Boro acumulado por la resina. Dow XU-43594.00.
En la figura 5.66 se muestra la curva de rotura del ensayo realizado
representándose [B]/[B]0 frente al tiempo.
212

234. 5. Resultados y discusión
0,90
0,80
0,70
0,60
[B]/ [B] 0
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000
t(min)
Figura 5.66. Curva de rotura. Experimento 3. Dow XU-43594.00.
De los datos obtenidos se podría establecer el comienzo de la saturación de la
resina al cabo de haber tratado aproximadamente 800 L/Lresina. La cantidad de boro
retenida por la resina es de aproximadamente 1,3 g B/Lresina.
La concentración de boro del agua tratada se mantiene por debajo de las 0,5
mg/L hasta haber tratado en torno a 1.000 L/Lresina, es decir cuando la retención de la
resina es del orden de 1,5 g B /L resina.
En las condiciones en las que se han llevado a cabo los ensayos, la regeneración
de la resina se debería realizar cada 52 h (2,1 días) si se desea la ausencia total de boro y
de 66 h (2,7 días) si se desea mantener la concentración por debajo de 0,5 mg/L.
Kabay y col. (2008) han realizado estudios empleando la resina Dow XU-
43594.00. Sus estudios han sido llevados a cabo a escala laboratorio, empleando una
columna con un altura de 10 cm y un volumen de resina de 0,5 mL. El agua a tratar
muestra una concentración de boro de 1,5 mg/L. En estas condiciones presentan
resultados en los que trabajando con un flujo de 15 BV/h detectan una aparición de boro
en el agua tratada a partir de 600 BV.
213

235. 5. Resultado y discusión
Comparativa entre resinas
El comportamiento de las tres resinas es muy similar y el comienzo de la
aparición de boro en el agua tratada se produce en los tres casos prácticamente en el
mismo punto. La misma tendencia se observa si deseamos trabajar con concentraciones
de boro de hasta 0,5 mg/L.
Para la concentración final de boro deseada (por debajo del LOD y para 0,5
mg/L) las tres resinas presentan una capacidad de saturación similar, como se observa
en las tablas 5.25 y 5.26.
Tabla 5.25. Resumen comparativo para una concentración de boro en el agua tratada por debajo
de LOD
PARÁMETRO Amberlite –IRA 743 Purolite S-108 DowXU-43594.00
Comienzo Saturación (L/LRESINA) 900 800 800
Retención (g B/LRESINA) 1,3 1,3 1,3
Ciclo de Regeneración 56 h (2,3 días) 51 h (2,1 días) 52 h (2,1 días)
Tabla 5.26. Resumen comparativo para una concentración de boro en el agua tratada de 0,5 mg/L
PARÁMETRO Amberlite –IRA 743 Purolite S-108 Dow XU-43594.00
Comienzo Saturación (L/LRESINA) 1200 1100 1000
Retención (g B/LRESINA) 1,5 1,6 1,5
Ciclo de Regeneración 75 h (3,1 días) 71 h (2,9 días) 66 h (2,7 días)
Se ha representado en una misma gráfica (figura 5.67) las curvas de rotura
calculadas para cada una de las resinas.
214

236. 5. Resultados y discusión
1,00
0,90
0,80
0,70
0,60
[B]/ [B] 0
0,50
0,40
0,30 Ambelita IRA743
Purolite S108
0,20 Dow XU-431594
0,10
0,00
0 5000 10000 15000
t(min)
Figura 5.67. Curva de rotura para las tres resinas.
De la figura 5.67 se desprende la similitud de los resultados obtenidos en los tres
casos. En condiciones ideales cabría esperar que las tres curvas se aproximaran mejor a
valores de [B]/[B]0=1, lo cual supondría que se ha alcanzado la saturación total de la
resina. Pero a escala industrial esta saturación total puede ser difícil de alcanzar ya que
la capacidad de saturación de la resina va a depender de las condiciones de operación
del proceso. Las características físico-químicas del agua y el caudal de trabajo influyen
notablemente en el resultado final (Yilmaz y col., 2005).
Parámetros cinéticos
Según lo expuesto en el apartado 2.4.2.4, si la fracción de boro adsorbida por la
resina es A y la fracción de boro remanente en la solución acuosa que pasa a través de la
resina es P, la cantidad en que decrece la fracción A es proporcional al incremento de A
(Yilmaz y col., 2005):
dA
− = kAP (2.46)
dt
215

237. 5. Resultado y discusión
La fracción de boro P que pasa a través de la resina es igual a C/C0. De acuerdo
con la ecuación 2.49 se puede representar el tiempo t frente a Ln[C /(C0 − C )] ,
pudiéndose obtener, a partir de la representación, el valor de τ y 1/k respectivamente.
Con el fin de obtener τ y k de la resina estudiada se ha representado t frente a
Ln[C /(C0 − C )] .
Además, teniendo en cuenta que el lecho de resina puede estar totalmente
saturado a 2τ, la cantidad de boro retenido por la resina (We) se calcularía:
We = 1 Ce F (2τ ) = Ce Fτ
2 (2.52)
Siendo We la capacidad de adsorción de la columna, Ce la concentración de boro
de la solución, F el flujo de líquido y τel tiempo de rotura (50%).
La figura 5.68 muestra la representación de t frente a Ln[C /(C0 − C )] con cada
una de las resinas.
8000
7000
6000
5000
t(min)
4000
3000 y = 1033,1x + 4776
y = 1380,8x + 5113,2 Amberlita IRA743
2000
y = 665,13x + 4513,2 Purolite S108
1000 Dow XU-431594
0
-2,00 -1,50 -1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00
Ln([B]/([B] 0-[B]))
[ ]
Figura 5.68. t frente a Ln C /(C0 − C ) para las tres resinas.
216

238. 5. Resultados y discusión
En la tabla 5. 27 se resumen los valores de τ y k calculados a partir de las rectas
obtenidas en la figura 5.68. También se presenta el valor de W calculado para cada
resina en las condiciones de operación en las que se han llevado a cabo los ensayos.
Tabla 5.27. Valores de τ, k y W.
τ (min) k (min-1) W (g B/Lresina)
Amberlite IRA 743 4776 1,054*10-3 1,9
-3
Purolite S 108 5113 0,724*10 2,0
-3
Dow XU-43594.00 4513 1,503*10 2,0
Para la resina Amberlite IRA 743, si se expresa la capacidad de saturación de la
resina en equivalentes se obtendría como media el valor de W=0,5 eq/L. Las
especificaciones de esta resina (anexo III) establecen una capacidad máxima de 0,8
eq/L. Teniendo en cuenta, que el fabricante establece unas condiciones de flujo de
operación entre 4 y 30 BV/h y nosotros hemos establecido un caudal de trabajo de 15,6
BV/h, parecen razonables los resultados obtenidos.
Como ya se comentó en el apartado 5.2.1. Simonnot y col. han llevado a cabo
sus ensayos a escala laboratorio con Amberlite IRA743, obteniendo, para
concentraciones entre 1 mg/L y 3 mg/L en el alimento (que entraría dentro de nuestro
rango de trabajo), retenciones entre 1,66 mg/L y 1,87 mg/L. Yilmaz y col. (2005)
presentan valores de τ (min) y k (min-1) pero debido a las diferencias en las condiciones
de trabajo (concentraciones de boro 250, 500 y 1000 mg/L) los resultados no se pueden
considerar comparables.
Si se expresa la capacidad de saturación de la resina Purolite S 108 en
equivalentes se obtendría como media el valor de W=0,6 eq/L. Las especificaciones de
esta resina (anexo III) establecen una capacidad máxima de 0,8 eq/L. Por otra parte, en
las especificaciones se muestra una gráfica representativa de la capacidad de
acumulación de boro en función del flujo de trabajo (figura 5.69).
217

239. 5. Resultado y discusión
Figura 5.69. Capacidad de saturación de la resina en función de las condiciones de operación.
Purolite S-108. Especificaciones del fabricante.
El flujo de alimento, al que se han llevado a cabo los ensayos, ha sido de 15,6
BV/h. Para este flujo, según la representación de la figura 5.69, la capacidad de
retención de boro debería ser de aproximadamente 2 g B/L lo cual concuerda con los
resultados experimentales obtenidos.
Para la resina DOW XU-43594.00, los fabricantes establecen dentro de sus
especificaciones (anexo III) una capacidad máxima entre 3,4 g/L - 4 g/L. Teniendo en
cuenta, el caudal de trabajo establecido (15,6 BV/h), también parecen razonables los
resultados obtenidos. Kabay y col. (2008) han desarrollado sus trabajos con esta resina
pero no se presenten datos de parámetros cinéticos calculados para esta resina.
218

240. 5. Resultados y discusión
A partir de los valores de τ y k de la tabla 5.27 se puede establecer la ecuación
(2.46) que relaciona la concentración de boro en el permeado frente al tiempo de
operación (tabla 5.28).
Tabla 5.28. Concentración de boro en función del tiempo de operación.
Resina Ecuación
1
C=
Amberlite IRA 743
[
1 + exp 0,967 ⋅10 −3 (4839 − t )
* C0
]
1
C=
Purolite S108
[
1 + exp 0,724 ⋅10 −3 (5113 − t )
* C0
]
1
C=
Dow XU-43594.00.
[
1 + exp 1,503 ⋅10 −3 (4513 − t )
* C0
]
En la figura 5.70 se muestran, de forma gráfica, los resultados obtenidos de
forma experimental frente a los calculados a partir de las ecuaciones presentadas en la
tabla 5.28.
2,00
1,80
1,60
1,40
[B]producto (mg/L)
1,20
1,00
0,80 Amberlita IRA 730 experimental
Amberlita IRA 730 calculado
0,60
Purolite S108 experimental
0,40 Purolite S108 calculado
Dow XU-43594.00 experimental
0,20
Dow XU-4394.00 calculado
0,00
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000
t (min)
Figura 5.70. Resultados experimentales y calculados de la concentración de boro en el agua tratada
frente al tiempo.
Puesto que para la obtención de los parámetros cinéticos se han utilizado
únicamente los valores próximos al punto de rotura (los valores centrales de la figura
5.67), despreciándose los valores anteriores y posteriores, en la figura 5.70 únicamente
219

241. 5. Resultado y discusión
se ajustan los valores calculados a los experimentales en ese tramo intermedio de la
curva de rotura (Yilmaz y col., 2005).
5.2.2. Estudio de la eliminación de otros iones
Con el fin de comprobar la selectividad de la resina por el boro, se han analizado
los cationes mayoritarios en aguas: sodio, potasio, calcio y magnesio.
Los experimentos de los cuales se obtienen los datos son los mismos que los del
apartado 5.2.1. Por tanto, las condiciones de trabajo son las que se han especificado en
dicho apartado.
Con las tres resinas se han obtenido resultados muy similares, por lo que en este
apartado se muestran a modo de ejemplo los resultados obtenidos con una de las resinas.
Se ha seleccionado la resina Amberlite IRA 743 por disponerse de referencias
bibliograficas en las que se analiza la selectividad de la resina, con las que poder
comparar.
En las figuras 5.71, 5.72, 5.73 y 5.74 se presentan las concentraciones de los
diferentes iones (sodio, potasio, calcio y magnesio) del agua de alimento y del agua
tratada frente al volumen de agua tratada.
140
120
100
[Na] (mg/L)
80
60
40
20
0
0 500 1000 1500 2000 2500
V/volum en de lecho
[Na] agua tratada [Na] alimento
Figura 5.71. Concentración de sodio del agua de alimento y agua tratada. Amberlite IRA 743.
220

242. 5. Resultados y discusión
5
4
[Mg] (mg/L)
3
2
1
0
0 500 1000 1500 2000 2500
V/volumen de lecho
[Mg] agua tratada [Mg] alimento
Figura 5.72. Concentración de magnesio del agua de alimento y agua tratada. Amberlite IRA 743.
20
18
16
14
12
[K] (mg/L)
10
8
6
4
2
0
0 500 1000 1500 2000 2500
V/volumen de lecho
[K] agua tratada [K] alimento
Figura 5.73. Concentración de potasio del agua de alimento y agua tratada. Amberlite IRA 743.
3,0
2,5
2,0
[Ca] (mg/L)
1,5
1,0
0,5
0,0
0 500 1000 1500 2000 2500
V/volumen de lechho
[Ca] agua tratada [Ca] alimento
Figura 5.74. Concentración de calcio del agua de alimento y agua tratada. Amberlite IRA 743.
Con ninguna de las resinas se observa reducción de la concentración de los
cationes analizados.
221

243. 5. Resultado y discusión
Simonnot y col. (1990) emplean la resina Amberlite IRA 743, a escala
laboratorio, comprobando la eficacia de la misma en el rechazo de boro al variar la
concentración del alimento. Al mismo tiempo comprueban su selectividad respecto a
otros iones presentes en el agua, constatando que la concentración de los mismos no
varía al ser tratada el agua con la resina. Realizan el ensayo con dos aguas de diferente
procedencia: agua de una potabilizadora y agua natural bicarbonatada.
222

244. 5. Resultados y discusión
5.3. ESTUDIO ECONÓMICO
Se ha realizado una primera aproximación a los costes asociados al tratamiento
del agua desalada para reducir la concentración de boro. El estudio se basa en los datos
experimentales obtenidos en el presente trabajo. Los resultados del análisis deben
tomarse solamente como orientativos, ya que por una parte la experimentación en la
planta piloto debe ser extrapolada a una planta industrial y por otra parte algunos de los
costes incluidos son estimados o teóricos. No obstante, el análisis permite conocer los
parámetros de más peso para el coste final del agua tratada y los intervalos en los que se
pueden mover.
Se estiman los costes de implantación y los costes de explotación. Dentro de los
costes de explotación no se ha considerado el coste fijo de la tarifa eléctrica por
considerarse ya incluido dentro del primer proceso de desalación, ni el de personal, por
el mismo motivo.
5.3.1. Ósmosis inversa
5.3.1.1. Costes de implantación
El coste de implantación puede ser muy variable, dependiendo
fundamentalmente del tipo de membranas seleccionadas y del tamaño de la instalación
(factor escala). A efectos orientativos se establece un coste de amortización de 0,9 cent
$/m3 (Buch y col., 2005). Si consideremos el cambio de moneda en 1,28 $/€ (valor
promedio de febrero de 2009), el coste en euros sería de 0,7 cént€/m3.
223

245. 5. Resultado y discusión
5.3.1.2. Costes de operación
Una variable muy importante en la operación es la conversión del proceso. Los
ensayos en la planta piloto se han realizado con una conversión muy baja (15%), ya que
se disponía de una sola membrana. En una instalación industrial las condiciones deben
ser diferentes, por lo que se realizan los cálculos para trabajar con conversiones entre un
60 y 85%.
Coste de membranas
El coste de las membranas depende del precio de la membrana, de la tasa de
reposición y de la conversión del proceso. Para el presente cálculo se ha estimado un
precio por unidad de membrana de entre 325 €/ud y 600 €/ud. El precio variará en
función de las condiciones de mercado. La tasa de reposición se ha considerado que
oscilará entre 5% y 8%.
A partir de estas consideraciones, el coste de reposición de membranas oscilará
entre 0,025 cént€/m3 y 0,105 cént€/m3.
La figura 5.75 muestra el rango de valores del coste de reposición de membranas
trabajando a conversiones del 60% y 85%.
0,12
85%
60%
Coste Reposición membrana (cent €/m3)
0,1
0,08
0,06
0,04
0,02
0
0 1 2
Figura 5.75. Coste por reposición membranas.
224

246. 5. Resultados y discusión
La sección 1 corresponde a la opción más favorable de coste 325 €/ud y una tasa
de reposición del 5% y la sección 2 la opción más desfavorable con un coste 600€/ud
con una tasa de reposición del 8%.
Coste energético
Para calcular el coste energético se deben tener en cuenta factores como la
presión de trabajo de la bomba de alta presión, el consumo energético de las bombas
dosificadoras y el precio de la energía.
El precio de la energía se ha extraído Real Decreto 1634/2006, de 29 de
diciembre, por el que se establece la tarifa eléctrica a partir de 1 de enero de 2007. Se
consideran dos valores: como máximo, 0,08 €/kWh y como mínimo 0,059 €/kWh, en
función de la tarifa contratada.
Como se ha comentado anteriormente no se ha considerado el coste fijo de la
tarifa eléctrica.
La figura 5.76 muestra el rango del coste energético en función del consumo
energético y de la tarifa aplicada.
6,000
Costes energéticos tarifa 1
5,000
Costes energéticos tarifa 2
4,000
Costes Energéticos (€/m3)
3,000
2,000
1,000
0,000
0 5 10 15 20 25
Presión (bar)
Figura 5.76. Rango de Coste energético. Ósmosis inversa.
225

247. 5. Resultado y discusión
El coste energético oscilaría entre 1,46 cént€/m3 y 5,59 cént€/m3.
Coste de reactivos
Los reactivos empleados en el proceso son: una base para aumentar el pH del
agua de alimento y un ácido para reducir el pH del agua producida hasta neutralizarla.
Tanto para la acidificación como para la basificación pueden ser empleados
diversos productos, pero para la realización del presente estudio se han considerado los
dos, que por su uso extendido, coste y química, resultan más idóneos. Para la
basificación se empleará NaOH y para la acidificación H2SO4.
El coste de reactivos se va a ver influenciado de una forma moderada por la
conversión del proceso. Pero el factor que va a marcar una notable diferencia es el pH al
que se quiera llevar el agua antes de ser tratada con membranas.
Como datos de partida, se ha considerado el NaOH a un precio de mercado de
0,28€/kg con una concentración del 50% y el H2 SO4 a un precio de 0,23 €/kg y una
concentración del 98%. La figura 5.77 muestra el rango de costes de reactivos en
función del pH al que se quiera aumentar el agua de alimento antes de ser tratada.
6,00 Conversión 85 %
Conversión 60 %
5,00
)
3
Costes reactivos (cent €/m
4,00
3,00
2,00
1,00
0,00
7 8 9 10 11
pH
Figura 5.77. Rango de coste de reactivos. Ósmosis inversa.
226

248. 5. Resultados y discusión
En la grafica se observa como los costes de elevar el pH hasta valores por debajo
de 10 son moderados mientras que se disparan cuando se pasa de 10 a 11. Así, para
elevar el pH a 9,5 los costes oscilarían en torno a 0,12 cént€/m3 para una conversión del
85%. Mientras que para alcanzar un pH 11 a una conversión del 60% el coste podría
ascender a 4,88 cént€/m3.
Costes de mantenimiento
Se considera unos costes de mantenimiento del 3% del coste de implantación
(Buch y col, 2005). Teniendo en cuenta que se ha establecido, mediante consulta
bibliográfica un coste de implantación de 0,7 cént€/m3, los coste de mantenimiento
ascenderían a 0,021 cént€/m3.
5.3.1.3. Resumen de costes totales
En la figura 5.78 se muestra la suma de todos los costes considerando dos
opciones, una como más favorable, en la que se habría optimizado el proceso y otra
desfavorable tratando el agua a menor conversión, con una tarifa energética elevada y
un consumo mayor de reactivos.
12,61
14,00
0,02
12,00
10,00 5,59
Costes (cent €/m 3)
Mantenimiento
8,00 Energia
Reactivos
6,00 Membranas
2,82 4,88 Amortización
4,00
0,02
2,00 1,46
0,12 1,42
0,52
0,70 0,70
0,00
Disposición Más Disposición Menos
f avorable f avorable
Figura 5.78. Costes totales. Ósmosis inversa.
227

249. 5. Resultado y discusión
Como se puede apreciar, el pH de trabajo del proceso y el consumo energético
son dos factores muy importantes sobre el coste final del proceso. El coste podría
oscilar entre 2,82 cént€/m3 y 12,61 cént€/m3.
5.3.1.4. Comparación entre membranas
En la figuras 5.79 y 5.80 se han representado los costes de tratamiento
calculados para cada una de las membranas estudiadas en este trabajo, a partir de los
datos obtenidos experimentalmente. Para el cálculo de los costes se ha supuesto una
conversión del 85%, equivalente a la de una planta industrial. La tarifa energética
aplicada es de 0,08 €/kWh. Se presentan los dos supuestos, reducir el boro hasta 0,5
mg/L (Fig. 5.79) y reducirlo por debajo del límite de detección (Fig. 5.80).
[B]:0.5 ppm
4,01
4,50 3,62 0,02 Mantenimiento
4,00 3,06
0,02
Energia
3,50
Coste (cent €/m )
3
3,00
0,02 Reactivos
2,50 Membranas
2,49 3,22
2,00 1,93 Amortización
1,50
1,00 0,38 0,38 0,04
0,025 0,025 0,025
0,50 0,70 0,70 0,70
0,00
toray hydranautics filmtec
Figura 5.79. Comparativa de costes totales entre membranas reduciendo el boro a 0,5 mg/L.
Las diferencias de costes entre membranas son debidas a los requerimientos
energéticos y costes de reactivos para modificar el pH. Para reducir el boro a
concentraciones próximas a 0,5 mg/L la membrana que presentaría menores costes sería
la de Hydranautics, con un coste aproximados de 1 cént€ menos que la que resulta
menos económica (Filmtec). Los costes para la membrana de Hydranautics serían de
3,06 cént€/m3, para la de Toray 3,62 cént€/m3 y para la de Filmtec de 4,01 cént€/m3.
228

250. 5. Resultados y discusión
Los costes para reducir el boro por debajo del LOD prácticamente se duplican.
En este caso, la membrana que presentaría un coste menor sería la Filmtec (ya que no
requiere elevar tanto el pH). Los costes para la membrana de Hydranautics serían de
6,77 cént€/m3, para la de Toray 7,33 cént€/m3 y para la de Filmtec de 4,63 cént€/m3.
[B]:0 ppm Mantenimiento
8,00
7,33 Energia
0,02 6,77 Reactivos
7,00 0,02
Membranas
6,00
3)
2,80 4,63
2,24
Coste (cent €/m
Amortización
5,00 0,02
4,00
3,79 3,50
3,00 3,79
2,00
1,00 0,025
0,38
0,025 0,025
0,70 0,70 0,70
0,00
toray hydranautics filmtec
Figura 5.80. Comparativa de costes totales entre membranas reduciendo el boro a por debajo del
LOD
5.3.2. Intercambio iónico
En el estudio económico del proceso de Intercambio iónico se ha tenido en
cuenta como posible variable la concentración de boro del agua de alimento. En el caso
de las membranas de ósmosis inversa no se ha analizado este dato ya que su efecto es
despreciable respecto al del valor del pH, que es el que realmente condiciona la
eliminación de boro.
5.3.2.1. Costes de implantación
Como en el proceso de membranas, el coste de implantación puede ser muy
variable, dependiendo fundamentalmente del tipo de resinas seleccionadas y del tamaño
de la instalación (factor escala). A efectos orientativos se selecciona un valor tipo de 0,8
cent $/m3 (Buch y col., 2005). Si consideremos el cambio de moneda en 1,28 $/€ (valor
promedio de febrero de 2009), el coste en euros sería de 0,62 cént€/m3.
229

251. 5. Resultado y discusión
5.3.2.2. Costes de operación
Coste de Resinas
El coste de las resinas depende del precio la misma y del volumen total que se
instale. Para el presente cálculo se ha estimado un precio por litro de resina de entre 20
€/L y 39 €/L. El precio variará en función de las condiciones de mercado.
La tasa de reposición se ha considerado que oscilará entre 10% y 16%, con una
vida media entre 6 y 10 años. Por otra parte hay que considerar el volumen de resina
que se instala en el proceso y la necesidad de disponer de, al menos, una columna de
reserva para poder regenerar las resinas sin detener el proceso.
A partir de estas suposiciones el coste de reposición de resinas oscilará entre
1,52 y 8,9 cént€/m3.
La figura 5.81 muestra el rango de valores del coste de reposición de la resina.
10
9
Coste resina (cent €/m 3)
8
7
6
5BV/h
5
30 BV/h
4
3
2
1
0
0 1 2
Figura 5.81. Coste por reposición resina.
La línea 5 BV/h considera la opción en la que el flujo de agua es mas lento y se
dispone de un mayor volumen de lecho por cada volumen de agua tratada (5 volúmenes
230

252. 5. Resultados y discusión
de agua por volumen de resina), mientras que con 30 BV/h, la velocidad de paso es
superior y por tanto la cantidad de resina instalada menor. Se ha establecido este rango
porque es el que recomiendan los fabricantes para el proceso.
La situación 1 corresponde a la opción más favorable, con un coste de 20 €/L de
resina y reposición del 10% anual y la situación 2 a la opción más desfavorable con un
coste de 39 €/L de resina y reposición del 16% anual.
Coste energético
Para calcular el coste energético se deben tener en cuenta factores como la
presión de trabajo, el consumo energético de las bombas dosificadoras y el precio de la
energía.
También en este caso, el precio de la energía se ha extraído Real Decreto
1634/2006, de 29 de diciembre, por el que se establece la tarifa eléctrica a partir de 1 de
enero de 2007. Se consideran dos valores en función de la tarifa contratada: 0,08 €/kWh
como máximo y 0,059 €/kWh como mínimo.
No se ha considerado el coste fijo de contratación de potencia de la tarifa
eléctrica.
La figura 5.82 muestra el rango del coste energético en función del consumo
energético y de la tarifa aplicada. El coste energético oscilaría entre 0,33 y 0,96
cént€/m3.
231

253. 5. Resultado y discusión
1,200
Costes energéticos tarifa 1
1,000
Costes energéticos tarifa 2
Costes Energéticos (cent €/m3) 0,800
0,600
0,400
0,200
0,000
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5
Presión (bar)
Figura 5.82. Coste energético con resinas.
Coste de reactivos
Los reactivos empleados en el proceso son una base y un ácido para regenerar la
resina y neutralizar el agua producto de las regeneraciones.
Tanto para la acidificación como para la basificación pueden ser empleados
diversos productos. Para la realización del presente estudio se han considerado H2SO4 y
NaOH respectivamente.
Como en el caso de las membranas, se ha considerado el NaOH a un precio de
mercado de 0,28 €/ kg con una concentración del 50% y el H2SO4 a un precio de 0,23
€/kg y una concentración del 98%.
El coste por m3 producido dependerá de la frecuencia de la regeneración. Para
poder establecer un intervalo de costes se han utilizado los datos experimentales
obtenidos en nuestro estudio referentes a la cantidad de agua que es capaz de tratar la
resina antes de comenzar a saturarse.
232

254. 5. Resultados y discusión
La figura 5.83 muestra los costes de regeneración en función del agua tratada. El
rango de costes dentro de las condiciones establecidas oscilará entre 0,23 y 0,55
cént€/m3.
0,6
0,5
0,4
cent €/m3
0,3
0,2
0,1
0
400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300
Vagua tratada/Vlecho
Figura 5.83. Costes reactivos de regeneración.
Costes de mantenimiento
Se considera unos costes de mantenimiento del 3% del coste de implantación
(Buch y col., 2005). Teniendo en cuenta que se ha establecido, mediante consulta
bibliográfica un coste de implantación de 0,62 cént€/m3, los costes de mantenimiento
ascenderían a 0,019 cént€/m3.
5.3.2.3 Resumen de costes totales
En la figura 5.84 se muestra la suma de todos los costes considerando dos
opciones, una como más favorable, en la que se habría optimizado el proceso y otra
desfavorable haciendo circular el agua a una mayor velocidad y con una tarifa
energética elevada.
233

255. 5. Resultado y discusión
12,00 10,10
0,02
10,00 0,23 0,33
Costes (cent €/m 3) 8,00 Mantenimiento
Energia
6,00 3,67 Reactivos
8,90
4,00 0,02 Resinas
0,96 Amortización
0,55
2,00
1,52
0,62 0,62
0,00
Disposición Más Disposición Menos
favorable favorable
Figura 5.84. Costes totales. Intercambio iónico.
Se aprecia como uno de los factores más importantes es el coste de la resina y la
velocidad de flujo a través de ella. Es importante la optimización del diseño de este tipo
de procesos, reduciendo al máximo la cantidad de resina empleada, aún a costa de
aumentar la frecuencia de las regeneraciones. El precio podría oscilar entre 3,67 y 10,10
cént€/m3.
5.3.2.4. Comparación entre resinas
En las figuras 5.85 y 5.86 se han representado los costes de tratamiento para
cada una de las resinas estudiadas, a partir de los datos obtenidos experimentalmente.
Para el cálculo de los costes se ha supuesto el diseño de una planta a gran escala con
una velocidad de paso de agua de 16 BV/h. La tarifa energética aplicada es de 0,08
€/kWh. Se ha considerado el mismo coste para las tres resinas, el coste inferior, de 20
€/L. Se presentan los dos supuestos, reducir el boro hasta 0,5 mg/L (Fig. 5.85) y
reducirlo por debajo del límite de detección (Fig.5.86).
234

256. 5. Resultados y discusión
[B]:0.5 ppm
4,12 4,14 4,22
4,50 0,02
0,02 0,02
4,00 0,41
0,41 Mantenimiento
0,41
3,50 0,23 0,25 0,32 Energia
Coste (cent €/m )
3
Reactivos
3,00
resinas
2,50
Amortización
2,00 2,85 2,85 2,85
1,50
1,00
0,50
0,62 0,62 0,62
0,00
Amberlite-IRA 743 Purolite S-108 XUS-43594,00
Figura 5.85. Comparativa de costes totales entre resinas para reducir el boro a 0,5 mg/L.
[B]:0 ppm
4,45
5,00 4,20 4,24
0,02
4,50 0,02 0,02 Mantenimiento
0,41
4,00 0,41 0,41 Energia
Coste (cent €/m3)
0,30 0,34 0,55
3,50 Reactivos
3,00 resinas
2,50 Amortización
2,00 2,85 € 2,85 € 2,85 €
1,50
1,00
0,50 0,62 0,62 0,62
0,00
Amberlite-IRA 743 Purolite S-108 XUS-43594,00
Figura 5.86. Comparativa de costes totales entre resinas para reducir el boro por debajo
de LOD.
En las figura 5.85 y 5.86 se comprueba la similitud de resultados con las tres
resinas respecto al coste del proceso. Para eliminar el boro por debajo de los límites de
detección la diferencia sería del orden de los 0,25 cént€/m3. Por otra parte, no se
observan diferencias significativas entre trabajar reduciendo el boro a 0,5 o por debajo
del límite de detección. Las diferencias de costes estaría en torno a 0,1 cént€/m3.
235

257. 5. Resultado y discusión
5.3.3. Comparación económica entre membranas y resinas
Las figuras 5.87 y 5.88 muestran, a modo de resumen, una comparativa entre las
membranas y las resinas analizadas, tanto para reducir el boro a 0,5 mg/L (figura 5.87),
como para reducirlo por debajo del LOD (figura 5.88).
[B]:0.5 ppm
4,12 4,14 4,22
4,50 4,01
3,62
4,00
3,50
Coste (cent €/m )
3,06
3
3,00
2,50
2,00
1,50
1,00
0,50
0,00
toray hydranautics filmtec Amberlite-IRA Purolite S-108 XUS-
743 43594,00
Figura 5.87. Comparativa entre membranas y resinas para reducir el boro a 0,5 mg/L.
[B]:0 ppm
8,00 7,33
6,77
7,00
Coste (cent €/m )
6,00
3
4,63 4,20 4,24 4,45
5,00
4,00
3,00
2,00
1,00
0,00
toray hydranautics filmtec Amberlite-IRA Purolite S-108 XUS-
743 43594,00
Figura 5.88. Comparativa entre membranas y resinas para reducir el boro por debajo del LOD.
Con el análisis realizado y teniendo en cuenta las limitaciones en los cálculos
que se han indicado, la eliminación de boro por debajo del LOD puede resultar menos
económica cuando se emplean membranas que resinas. Esta diferencia es debida,
236

258. 5. Resultados y discusión
fundamentalmente, al coste de reactivos necesarios para elevar el pH, ya que la
membrana que puede trabajar a pH inferior (Filmtec) obtiene resultados de costes
comparables a los de las resinas. Las diferencias entre el tratamiento con membranas y
con resinas se sitúa entre 0,2 y 3,2 cént€/m3.
Si se trata el agua para reducir la concentración de boro hasta 0,5 mg/L, las
diferencias se reducen, pasando incluso a resultar más económico el proceso de
membranas. Como se ha mencionado anteriormente, esto es debido a la reducción del
consumo de reactivos en los procesos de membranas. Las diferencias entre el
tratamiento con membranas y con resinas se sitúa entre 0,1 y 1,2 cént€/m3.
Por tanto, el tratamiento con las resinas y el tratamiento con la membrana
Filmtec, permiten poder pasar de obtener agua producto de 0,5 mg/L de boro a 0 mg/L
de boro con una baja variación en el coste total. Pero la utilización del tratamiento con
membranas Toray e Hydranautics, en base a la experimentación realizada, indica que
para pasar de una concentración de boro de 0,5 mg/L a 0 mg/L, en el agua producto, se
duplicaría prácticamente el coste total.
En la tabla 5.29 se muestra la información recogida de la bibliografía referente al
estudio de costes del proceso. Se muestran los autores, el año de publicación, el coste
presentados en cent $/m3 y la conversión a €/m3 (referida al valor medio del cambio en
febrero de 2009).
237

259. 5. Resultado y discusión
Tabla 5. 29. Resumen de datos aportados por otros autores.
Autores año cent $/m3 cént€/m3 Comentarios
Rebajan la concentración de boro a valores
entre 0,3 y 0,5 mg/L. Emplean membranas
Filmtec y resinas de Dow. Para ello proponen
dos alternativas, una tratar parte del agua con
Redondo y Membranas: Membranas: resinas de intercambio iónico y otra con
2003
col. 9-10 7,0-7,8 proceso de membrana en 2 etapas y otra en la
que sólo emplearían membranas hasta en
cuatro etapas para obtener conversiones de
hasta el 95%.
Resinas: Resinas:
4,35 3,5
Establece, a través de un planteamiento teórico,
Busch y col. 2005
el desglose de costes de las diferentes partidas.
Membranas: Membranas:
4,5 3,5
Muestra los datos reales obtenidos de una
planta industrial de tratamiento del permeado
de agua de mar mediante membranas de
Nadav y Membranas: Membranas:
2005 ósmosis inversa que fue puesta en
col. 4,73 3,7
funcionamiento en el año 2005. Las
membranas empleadas de agua salobre son de
Filmtec y trabajan a un pH de 10,3
Realiza una comparativa a nivel teórico del
Resinas: Resinas: coste de proceso de membranas y resinas
3,2-4,9 2,5-3,8 introduciendo como factor el coste energético y
Jacob y col. 2007 reduciendo la concentración de boro por debajo
Membranas: Membranas: de 0,5 mg/L. Establece una influencia menor
6-9 4,6-7,0 del tratamiento con resinas frente al coste
energético.
Presenta costes de procesos de electrodiálisis.
Realiza estudios de aguas de mar desaladas
como alternativa a la ósmosis inversa o el
Electrodiálisis: Electrodiálisis:
Turek y col. 2008 intercambio iónico, determinándose la
19,6-23 15,3-17,9
necesidad de trabajar a pH elevados. Las
concentraciones de boro del estudio oscilan
entre 1,3-2,25 mg/L
238

260. 6. CONCLUSIONES
239

261. 240

262. 6. Conclusiones
A partir de los ensayos realizados y del tratamiento y discusión de resultados, se
puede establecer las siguientes conclusiones:
1. Reducción de boro mediante ósmosis inversa
Se ha estudiado el comportamiento de las membranas de ósmosis inversa Toray
TM710, Hydranautics ESPA2-4040 y Filmtec BW 30-4040 con el propósito de analizar
su comportamiento frente al rechazo de boro en función del pH. Se ha estudiado el
comportamiento del flujo de permeado, el rechazo de sales y de boro. Los ensayos se
han realizado en una planta piloto con un caudal de agua producto de 220 L/h, tratando
agua procedente de la desaladora Canal de Alicante.
Presión de trabajo
La presión que se debe aplicar para obtener un determinado flujo varía
sustancialmente entre las distintas membranas. Para obtener un flujo de permeado
concreto y desde el punto de vista del consumo energético, la membrana que presenta
mejores resultados es la ESPA2-4040. La membrana Toray TM710 requiere presiones
de trabajo entre un 26% y un 39% superiores y la membrana Filmtec BW30-4040 entre
un 80 y un 85%, para las condiciones de trabajo establecidas.
Rechazo de sales
Un aumento del pH del agua de alimento, dentro del intervalo 6,2 - 10,5, no
varía significativamente el porcentaje de rechazo de sodio. A pH superiores a 10,5 se
observa una reducción del rechazo para el sodio.
241

263. 6. Conclusiones
A pH neutro, la membrana TM710 de Toray es la que presenta un mayor
rechazo de sodio, en todo el intervalo de flujo de permeado, aunque muestra valores
muy similares a los de la membrana BW30-4040 de Filmtec. La membrana ESPA2-
4040 de Hydranautics es la que presenta un rechazo inferior.
A pH 10,9, la membrana BW30-4040 de Filmtec muestra un porcentaje de
rechazo de sodio muy similar a la membrana TM710 de Toray, aunque ligeramente
superior. A este pH la membrana ESPA2-4040 de Hydranautics sigue presentando un
rechazo significativamente inferior.
Rechazo de boro
A pH 7 y a pH 10, la membrana que mayor porcentaje de boro rechaza es la
BW30-4040 de Filmtec, seguida por la TM710 de Toray y la ESPA2-4040 de
Hydranautics. A pH 10,9 el comportamiento de las tres membranas es similar,
presentando rechazos de boro muy elevados, ya que el boro presente en el agua se
encuentra mayoritariamente en forma de borato (que es altamente rechazado por todas
las membranas).
La membrana de Filmtec alcanza porcentajes de eliminación generalmente
superiores al 60%, incluso a pH 7. La membrana de Toray se mueve entre el 40 y 60%
para pH inferiores a 9,5. La membrana de Hydranautics es la que menor porcentaje de
eliminación presenta, con valores inferiores al 40% para pH menores de 9.
Parámetros cinéticos
Permeabilidad del agua tratada. Para las tres membranas se observa una ligera reducción
de la permeabilidad del agua a medida que aumenta el pH. La membrana que se ve más
afectada por la variación del pH es la Toray TM710, seguida por la Hydranautics
ESPA2 4040 y la que muestra una mayor estabilidad es la Filmtec BW30 4040. La
242

264. 6. Conclusiones
reducción de la permeabilidad del agua al aumentar el pH puede ser debido a
disminución de la capacidad de formación de puentes de hidrógeno entre el agua y los
grupos activos de la membrana de poliamida aromática.
La membrana que presenta una mayor permeabilidad es la Hydranautics ESPA2
4040, con valores dentro de un intervalo entre 1,54*10-11 y 1,58 *10-11 (m/(s bar)). A
continuación estaría la Toray TM 710, con valores entre 0,93*10-11-1,21*10-11 (m/(Pa
s)) y por último la membrana que presenta una menor permeabilidad sería la Filmtec
BW30 4040 con valores entre 0,77 *10-11y 0,83*10-11 (m/(Pa s)).
Coeficiente de reflexión de sodio. Las membranas de Filmtec BW30 4040 y Toray
TM710 muestran valores similares para el coeficiente de reflexión de sodio, próximos a
1. El transporte de sodio a través de estas membranas es debido fundamentalmente al
flujo por difusión. La membrana de Hydranautics ESPA2 4040 presenta un valor
ligeramente inferior de este coeficiente, viéndose, por tanto, afectado el transporte de
sodio, además de por el gradiente de concentraciones, por el gradiente de presiones.
Permeabilidad del sodio. Las tres membranas presentan una tendencia a reducir la
permeabilidad del sodio a medida que aumenta el pH. Por tanto, el flujo de sodio a
través de las membranas por difusión se reduce al aumentar el pH. Este comportamiento
es debido a su composición química y a su carga superficial. Las membranas aniónicas
presentan un mejor funcionamiento, respecto al rechazo de iones, a pH básico ya que
mantienen su carga superficial (-).
Coeficiente de reflexión del boro. Las diferencias en el coeficiente de reflexión de boro
son muy notables entre las tres membranas, sobretodo a valores bajos de pH,
reduciéndose estas diferencias a pH elevados. El transporte de boro debido al flujo
volumétrico, en las tres membranas, es elevado a valores de pH bajos, resultando
despreciable a valores de pH elevados.
Coeficiente de permeabilidad del boro. Se aprecian notables diferencias, la membrana
que muestra valores menores de permeabilidad es la Filmtec BW30 4040, seguida por la
243

265. 6. Conclusiones
Toray TM710 y por último la Hydranautics ESPA2 4040. El transporte de boro por
difusión disminuye al aumentar el pH, debido a composición química de la membrana.
Transporte de ácido bórico y borato a través de la membrana. El boro, presente en el
agua, se encuentra mayoritariamente en forma de ácido bórico, en equilibrio con borato.
Las variaciones de pH conllevan una alteración en la proporción relativa estas dos
especies. Por tanto, las variaciones observadas, en función del pH no se producen
exclusivamente debido a las propiedades físicas de la membrana sino que son el
resultado de dos interacciones: por un lado la presencia efectiva de boro en forma de
ácido bórico o borato y por otro de las características de la membrana.
El cálculo del coeficiente de reflexión de boro y de permeabilidad se ha llevado
a cabo teniendo en cuenta esta disociación, estableciéndose por un lado la influencia de
la presencia de ácido bórico o borato y teniendo en cuenta la influencia del pH en los
parámetros cinéticos de la membrana.
La influencia del pH en el equilibrio ácido bórico-borato justifica las diferencias
tan acusadas que se observan en el rechazo de boro a altos y bajos pH, mientras que la
influencia del pH en los valores de PB (OH )3 , PB ( OH ) − , σ B (OH )3 y σ B ( OH ) − justifica las
4 4
diferencias observadas entre las membranas
Selección de condiciones para la reducción de la concentración de boro a 0 y 0,5
mg/L
La membrana que permite, en todo el intervalo de pH, disminuir más la
concentración de boro en el permeado es la Filmtec BW30-4040, que es la que precisa
una mayor presión de operación. Con esta membrana se obtiene un rechazo total a pH
ligeramente superior a 10.
244

266. 6. Conclusiones
Las membranas Toray TM710 e Hydranautics ESPA2 4040, que a pH neutro
presentan muchas diferencias de comportamiento, se equiparan a medida que aumenta
el pH, comportándose de forma muy similar cuando el pH supera el valor de 9,5. Con
estas membranas se requiere trabajar a pH superior a 11 para conseguir el rechazo total
de boro.
Evolución del rendimiento de la membrana trabajando en forma continua a pH
elevado
Se ha trabajado con la membrana Filmtec BW30-4040 durante nueve meses de
forma continuada a pH 10:
- se han medido concentraciones de boro muy próximas al LOD o por debajo del
mismo.
- no se observa ninguna variación significativa a lo largo del tiempo en el porcentaje
de rechazo de sodio, lo que parece indicar que la membrana no ha sufrido
alteraciones durante los nueve meses de trabajo en continuo.
2. Reducción de boro mediante resinas de intercambio iónico
Se ha realizado un estudio comparativo de las resinas Amberlite IRA 743,
Purolite S-108 y Dow XU-43594.00 con una planta piloto, trabajando a un caudal de
160 L/h. Se ha analizado su capacidad de retención de boro y su comportamiento frente
a otros iones. El agua que se ha empleado como alimento procede de la desaladora
Canal de Alicante.
En los ensayos realizados con la resina Amberlite IRA 743 el comienzo de la
saturación de la resina se produce después de tratar 900 L/Lresina, lo que supone una
retención aproximada de 1,3 g B/Lresina. La concentración de boro del agua tratada se
mantiene por debajo de las 0,5 mg/L hasta haber tratado en torno a 1200 L/Lresina, es
245

267. 6. Conclusiones
decir, cuando la resina ha retenido en torno a 1,5 g B/Lresina.. En estas condiciones la
regeneración de la resina se debería realizar cada 56 h (2,3 días) si se desea la ausencia
total de boro y de 75 h (3,1 días) si se desea mantener la concentración por debajo de
0,5 mg/L.
En los ensayos realizados con la resina Purolite S-108, el comienzo de la
saturación de la resina se produce tras haber tratado 800 L/Lresina, lo que supone una
retención de 1,3 g B/Lresina. La concentración de boro del agua tratada se mantiene por
debajo de las 0,5 mg/L hasta haber tratado 1.100 L/Lresina, es decir, cuando la retención
de la resina es del orden de 1,6 g B /L resina. En estas condiciones la regeneración de la
resina se debería realizar cada 51 h (2,1 días) si se desea la ausenta total de boro y de
71h (2,9 días) si se desea mantener la concentración por debajo de 0,5 mg/L.
En los ensayos realizados con la resina Dow XU-43594.00, el comienzo de la
saturación de la resina se produce cuando se han tratado 800 L/Lresina. La cantidad de
boro retenida por la resina es 1,3 g B/Lresina. La concentración de boro del agua tratada
se mantiene por debajo de las 0,5 mg/L hasta haber tratado 1.000 L/Lresina, es decir,
cuando la retención de la resina es del orden de 1,5 g B/L resina. La regeneración de la
resina se debería realizar cada 52 h (2,1 días) si se desea la ausencia total de boro y de
66 h (2,7 días) si se desea mantener la concentración por debajo de 0,5 mg/L.
El comportamiento de las tres resinas es muy similar y el comienzo de la
aparición de boro en el agua tratada se produce en los tres casos prácticamente en el
mismo punto. La misma tendencia se observa si deseamos trabajar con concentraciones
de boro de hasta 0,5 mg/L.
Con el fin de comprobar la selectividad de la resina por el boro, se han analizado
los cationes mayoritarios en aguas: sodio, potasio, calcio y magnesio. En ninguna de las
resinas se observa reducción de la concentración de los cationes analizados. La única
variación que sufre el agua tratada a través de la resina es la reducción de la
concentración de boro.
246

268. 6. Conclusiones
3. Evaluación de costes
Proceso de ósmosis inversa
Para instalaciones con una conversión de proceso entre el 65% y el 86%, el coste
de las membranas puede oscilar, en función del precio de mercado y la tasa de
reposición establecida, dentro de un rango de 0,025 - 0,105 cént€/m3.
El coste del consumo energético varía en función de la presión aplicada en el
proceso y de la tarifa energética establecida. El valor se encuentra entre 1,46 y 5,59
cént€/m3.
El consumo de reactivos es un factor muy importante a tener en cuenta. El coste
de este parámetro oscilará según el pH al que se eleve el agua antes de ser tratada y la
conversión de trabajo de la instalación. El coste de reactivos se puede encontrar entre
0,12 y 4,88 cént€/m3.
Con todo esto el coste global para el proceso de ósmosis inversa oscila entre
2,82 y 12,61 cént€/m3.
Si comparamos entre las membranas analizadas, las diferencias de costes son
debidas a los requerimientos energéticos y a los costes de reactivos para modificar el
pH. Para reducir el boro a concentraciones próximas a 0,5 mg/L la membrana que
presenta menores costes es la de Hydranautics, con un coste aproximado de 1 cént€/m3
menor que la de mayor coste (Filmtec). Los costes para la membrana de Hydranautics
sería de 3,06 cént€/m3, la de Toray 3,62 cént€/m3 y la de Filmtec de 4,01 cént€/m3. Los
costes para reducir el boro por debajo del LOD prácticamente se duplican para obtener
un agua producto con 0,5 mg/L. Para obtener un agua producto con 0 mg/L, los costes
247

269. 6. Conclusiones
para la membrana de Hydranautics serían de 6,77 cént€/m3, para la de Toray 7,33
cént€/m3 y para la de Filmtec de 4,63 cént€/m3.
Resinas de intercambio iónico
En el estudio económico del proceso de resinas se ha tenido en cuenta como
posible variable la concentración de boro del agua a tratar.
El coste de las resinas depende del precio de la mismas, de la tasa de reposición
y del volumen total que se instale. Puede oscilar entre 1,52 y 8,90 cént€/m3.
El coste del consumo energético oscilaría en función de la presión aplicada en el
proceso y de la tarifa energética establecida. El valor se encontraría entre 0,33 y 0,96
cént€/m3.
El coste de reactivos, aunque es importante, no es tan relevante como en el caso
de las membranas. El coste por m3 producido dependerá de la frecuencia de la
regeneración. El valor de este factor oscilará entre 0,23 y 0,55 cént€/m3.
Con todo ello, el coste global para el proceso de intercambio iónico puede oscilar entre
3,67 y 10,10 cént€/m3.
Los costes de producción con las diferentes resinas son muy similares. Para
eliminar el boro por debajo de los límites de detección la diferencia sería del orden de
los 0,25 cént€/m3. Tampoco se observan diferencias significativas entre trabajar
reduciendo el boro a 0,5 mg/L o por debajo del límite de detección. Las diferencias de
costes se sitúa en torno a 0,1 cént€/m3.
248

270. 6. Conclusiones
Evaluación comparativa de costes entre membranas y resinas:
La eliminación de boro por debajo del LOD puede ser entre 0,2 y 3,2 cént€/m3
más elevado cuando se emplean membranas que con resinas. Esto se debe
fundamentalmente al coste de reactivos necesarios para elevar el pH.
Si se trata el agua para reducir la concentración de boro hasta 0,5 mg/L, las
diferencias se reducen, pasando incluso a resultar más económico el proceso de
membranas. El coste del tratamiento con membranas está entre 0,1 y 1,2 cént€/m3
inferior al tratamiento con resinas.
Ante un requerimiento en la disminución de la concentración de boro en el agua
de consumo humano, el tratamiento con resinas permite pasar de concentración de boro
de 0,5 mg/L a 0 mg/L en el agua producto prácticamente sin variación en el coste.
4. Recomendaciones
Para complementar los resultados obtenidos en la presente investigación se
recomienda:
• Profundizar en el estudio de la influencia de la temperatura en los parámetros
cinéticos relativos al rechazo de boro por parte de la membrana, determinando la
influencia de la estacionalidad en el proceso y la posible influencia en los costes
finales del proceso.
• Realizar el estudio de la influencia de la temperatura en los parámetros cinéticos
de las resinas de intercambio iónico empleadas en la eliminación de boro,
determinando la influencia de la estacionalidad en el proceso y la posible
influencia en los costes finales del proceso.
• Profundizar en el estudio de la constante de equilibrio ácido bórico-borato:
249

271. 6. Conclusiones
o Estudiar la influencia de la salinidad, determinando el valor
correspondiente a las aguas procedentes de la desalación.
o Estudiar la influencia de la temperatura.
• Profundizar en el estudio de la eliminación de boro en una sola etapa de ósmosis
inversa, trabajando directamente con agua de mar a pH elevados, mediante la
adición de productos antiincrustantes.
• Estudiar el transporte reactivo en columnas de intercambio iónico para la
eliminación de boro a escala laboratorio.
250

272. 7. ANEXOS
251

273. 252

274. 7. Anexos
ANEXO I. ESPECIFICACIONES TÉCNICAS DE LAS PLANTAS
PILOTO
A. Planta piloto ósmosis inversa
Las características de los componentes de la instalación son las siguientes:
Depósito alimento:
Material: PE
Capacidad: 1.000 L.
Bomba de alta presión:
Marca: Caprari
Modelo: NVX2 /1.5
Caudal: 0.16-0.7 L/s
Presión: 25 bar
Material: acero inoxidable y cerámica
Tubo de presión:
Fabricante: Code Line
Modelo: 40A30
Nº de Elementos: 1 Ud. De cuatro (4”) del tipo espiral
Presión de trabajo: 20 bares.
Material: PRFV.
Válvulas de control:
Fabricante: EPDM/ FIP
DN.:15
PN.: 20
Tipo: Aguja
Material: PVC
Medidores de caudal de alimentación, permeado y salmuera:
Marca: Geory Fischer
Modelos: SK10/ SK20
DN.: 25/40
PN.: 20
253

275. 7. Anexos
Material: PA
Rango de medida: 0-500/0-3000 L/h
Bomba dosificadora:
Marca: EMEC
Modelo: IP 65 green
Pmáx: 7 bares
Caudal: 0.102-3 L/h
Depósitos Reactivos:
Material: PE
Capacidad: 50 L
Conexiones de PVC
254

276. Diagrama de flujo planta piloto de ósmosis inversa
255

277. 256

278. 7. Anexos
B. Planta piloto intercambio iónico
Las características de los componentes de la instalación son las siguientes:
Depósito Alimentación:
Material: PE
Capacidad: 500 L
Agitador (Alimentación):
Marca: DOSIM DAG-1000-4
Potencia: 0.33 Hp
Rpm: 940
V: 220/380
A:1.34/0.77
Longitud eje: 1000 m/m
Material: P.P
Bomba de alimento:
Marca: CANTONI
MOT: 3 Tipo: SLh 71 4B2
0.50 HP IP55
A: 2.10/1.20
50 Hz rpm: 1360 V: 220-240/380-420
60 Hz rpm: 1630 V: 254-280/440-480
Columnas de intercambio iónico :
Altura: 157 cm
Diámetro externo: 35 cm
Volumen resina: 10 L
Difusor de columna de intercambio iónico comercial PVC ranurado.
Bomba dosificadoras para regeneración:
Marca: EMEC
IP 65
Pmáx: 3 bares
Caudal: 40 L/h
257

279. 230 V AC 50-60 Hz
0.18 A
Depósitos Reactivos/Producto:
Material: PE
Capacidad: 50 L.
Bomba de desplazamiento:
Marca: EUROTOL
230 V – 50 Hz
A: 1.6 Kw.: 0.30
Rpm.: 1450
IP 44
Monofase 300 W SX
Bomba dosificadora neutralización:
Marca: EMEC
IP 65
Pmáx: 5 bares
Caudal: 5 L/h
230 V AC 50-60 Hz
0.07 A
Depósito Neutralización:
Material: PE
Capacidad: 200 L
Agitador (Neutralización):
Marca: DOSIM DAG-800-4
Potencia: 1/6
Rpm: 940
V: 220/380
A:.95/.55
Longitud eje: 800 m/m
Material: P.P.
Electroválvulas:
Marca: FIP/GPS/SI23/DT
258

280. 7. Anexos
220 V – 50 Hz
DN: 10 mm
PN: 4 bar
Presostato:
Marca: DANFOSS
Caudalímetro:
Marca: BÜRKERT
PN: 16 bar
Válvula de aguja:
Fabricante: EPDM/ FIP
DN.:15
PN.: 20 1/2
Material: PVC
pH-metro:
Marca: BS-2400
Conexiones de PVC
259

281. 260

282. Diagrama de flujo planta piloto de resinas de intercambio iónico
261

283. 262

284. 7. Anexos
ANEXO II. FICHA TÉCNICA DE LAS MEMBRNAS
A. Toray TM700
263

285. 264

286. 7. Anexos
B. Hydranautics ESPA2-4040
265

287. 266

288. 7. Anexos
C. Filmtec BW30-4040.
267

289. 7. Anexos
268

290. 7. Anexos
ANEXO III. ESPECIFICACIONES TÉCNICAS DE LAS RESINAS
DE INTERCAMBIO IÓNICO
A. Rohm and Haas Amberlite IRA743
269

291. 7. Anexos
270

292. 7. Anexos
B. Purolite S-108
271

293. 7. Anexos
272

294. 7. Anexos
273

295. 7. Anexos
274

296. 7. Anexos
C. Dow XUS-43594.00
275

297. 7. Anexos
276

298. 8. BIBLIOGRAFÍA
277

299. 278

300. 8 Bibliografía
Abdel-Jawad, M y Ebrahim, S. Beachwell seawater intake as feed for an RO desalting
system. Desalination, 99 (1994) 57-71.
Al-Awadi F. y Abdel-Jawad, M. Evaluation of the three post-treatment systems at Doha
Seawater reverse osmosis Plant-Kuwait. Desalination, 63, (1987) 109-117.
American Water Words Association. Calidad y Tratamiento del Agua. Manual de
suministros de agua comunitaria. Ed. McGrau Hill (2002).
APHA-AWWA-WPCF. Standard methods for examination of water and wastewater.
Ed. APHA-AWWA-WPCF.21st edition (2005).
AWWARF –LE-WRCSA Tratamiento del agua por procesos de membranas. Principios,
procesos y aplicaciones. 1998 Ed. McGraw Hill.
Ayildiz H.F., Kara H., Boron removal by ion Exchange membranes. Desalination 180
(2005) 99-108.
Ballet, G. T., Gzara L., Hafiane, A., Dhahbi, M., TRansport coefficients and cadmium
SALT rejection in nanofiltratiion membrane. Desalination 167 (2004) 369-376.
Bartels C., Franks R., Rybar S., Schierach M., Wilf M. The effect of feed ionic strength
on salt passage through reverse osmosis membranes. Desalination 184, (2005) 185-195.
BöesekenJ., vermass N., sur l’existance de complexes de l’acide borique avec une et
avec deux moléculas d’un ion dans les solutions aqueuses. (1935) Récents Travaux en
Chimie 54, 853-860.
279

301. 8. Bibliografía
Busch M., Mickols W., Redondo J., De Witte J. Boron removal in sea water
desalination. IDA World Congress on Desalination and Water Reuse. (2003) Bahamas.
Del Castillo, L. F. El fenómeno mágico de la ósmosis (1997). Fondo de Cultura
Económica. Méjico.
De la Fuente García-Soto M.M., Muñoz Camacho E., Boron renoval industrial
wartewaters by ion Exchange: an analytical control parameter. Desalination 181, (2005)
207-216.
Deson J., Rosset R. (1968) Extraction de traces de bore au moyen de la résine
échangeuse d’ions Amberlite XE 243. (1968) Bulletin de la Société Chimique de France
8, 4.307-4.310.
Directiva 98/83/CE del Consejo, de 3 de noviembre de 1998, relativa a la calidad de las
aguas destinadas al consumo humano. DO L330 de 5-1-1998.
Dudley, L. Y. Membrane fouling and the use of autopsy as a means of optimising
cleaning procedures. II Simposium Internacional de desalación y reuso del agua (1995).
Dydo P., Turek M., Ciba J., Trojanowska J., Kluczka J. Boron renoval from landfill
leachate by means of nanofiltation and reverse osmosis. Desalination 185, (2005) 131-
137.
Fariñas, M.. Planta desaladora de agua de mar por OI del consorcio de aguas de
Lanzarote. III Expoenergías alternativas y convencionales- Almería (1983).
Fariñas, M. y Crovetto, J. M. Desalación de agua por ósmosis inversa. Capítulo 1: Los
principios de la ósmosis inversa. Ingeniería Química, Junio, (1983) 33-40.
Farinas M. Osmosis inversa. Fundamentos, tecnología y aplilcaciones (1999).Ed.
McGraw Hill.
280

302. 8 Bibliografía
Frenkel, V, Gourgi, T., Brackish water RO desalination plant in the Gaza Strip.
Desalination, 101, (1994) 47-50.
Gaite, E., Avilés J. Tecnología de desalación en España: una opción necesaria.
TecnoAmbiente (1996) 57, 15-19.
Galtes, J. M.. Ósmosis Inversa. Ingeniería Química, Junio, (1981), 151-155.
Glater, J., Hong, S. y Elimelech, M. The search for a chlorine-resistant reversa osmosis
membrane. Desalination, 95, (1994) 325-345.
Glueckstern P., Priel M. Optimization of boron removal in old and new SWRO systems.
Desalination 156, (2003) 219-228.
Gonzalo, M. Últimas tendencias en los métodos de ósmosis inversa. Tecnología del
agua, 27, (1986) 80-97.
Gorenflo A., Bruusilovsky M., Faigon M., Liberman B. High pH in seawater reverse
osmosis permeate: First results from the world`s largest SWRO plant in Ashkelon.
Desalination 203 (2007) 82-90.
Gupta V. K., Hwang S., Krantz W., Greenberg A. Characterization of nanofiltration and
reverse osmosis membrana performance for aqueous SALT solution using irreversible
thermodynamics. Desalination 208 (2007)1-18.
Gutierrez Rios, E. Química Inorgánica. (1989) Editotial Reverté.
Hyung H., Kim J. A mechanistic study on boron rejection by sea water reverse osmosis
membranes. Journal of Membrane Science 286, (2006) 269-278.
281

303. 8. Bibliografía
IUPAC (1998). Isotopic compositions of the elements 1997. Pure Appl. Chem. 70 (217-
235).
Jacob C. Seawater desalination: Boron removal by ion exchange technology.
Desalination 205, (2007) 74-52.
Kabay,N., Sarp S., yuksel M., Kitis M., Koseiglu, H., Arar O., Bryjak, M., Semiat R.,
Removal of boron from SWRO permeate by boron selective ion excharge resins
containing N-methyl glucamine groups. Desalination 223 (2008) 49-56.
Khawaji, A. D. y Wie, J. Potabilizacion of desalinated water at Madinat Yanbu Al-
Sinaiyah. Desalination, 98, (1994) 135-146.
Leitner, G. F. Whatever happened to seawater desalting in the US? (Can the tred be
changed?). Desalination, 102, (1995) 199-207.
Logan, D. P. Deposit control in cellulosic polyamide RO systems. Corrosion 87, (1987).
333/1-333/17.
Lonsdale H.K., Merten U., Tagami M. Phenol transport in cellulose acetate membranes,
J. Appl.Polym Sci. 11 (1967) 1.807-1.820.
Magara, Y., Tabata A., Kohki M., Kawasaki M., Hirose M., Development of boron
reduction system for sea water desalination. Desalination 118, (1998) 25-34.
Mahajan, S. S., Sabne, M. B., Gujar, K.B. y Ghatge, N. D., Modification of cellullose
acetate by propylene oxide. Desalination 52, (1985) 327-333.
Malavé A., los suelos como fuente de boro para las plantas. Revista Científica UDO
Agrícola Vol. 5 (2005) 10-26.
282

304. 8 Bibliografía
Mallo, P., Waton G., Candau, S.J., Temperature-jump rate study of chemical relaxation
in sea-water. Nouv. J. Chim. 8, (1984) 373-379
Marston, c., Busch M., Prabhakaran S., (2005) A boron-selective resin for seawate
desalination. European Desalination Society Conference on Desalination and the
Enviroment.
Martínez de la Cuesta P. J., Rus Martinez E., Operaciones de Separación en Ingeniería
Química. Métodos de Cálculo (2004). Ed. Pearson Prentice Hall.
Medina San Juan, J.A., Desalación de aguas salobre y de mar. Ósmosis inversa. Ed.
Mundiprensa 1990.
Melnyk L., Vysotskaja O., Kornilovich B., Boron behaviour during desalination of sea
and underground water by electrodialysis. Desalination 38 (1999) 125-130.
Melnyk L., Vysotskaja O., butnyk I., Tsapiuk E., Boron removal from natural and
wasterwater using combined sorption/membrane process. Desalination 185 (2005) 147-
157.
Merten U., Desalination by Reverse Osmosis, MIT Press, Cambridge. (1966).
Mickols W., Busch, M., Maeda Y., Tonner J. A novel desing approach for seawater
plants (2005) Internacional Desalination Association World Congres.
Ministerio de Medio Ambiente. Libro blanco del agua. Ministerio de Medio Ambiente.
Madrid (2000).
Muñoz Camacho E., De la Fuente M. M., Rodríguez Gerreiro., Toxicidad del boro en
las plantas. Encuentros en Biología, 82, (2002) 5-7.
283

305. 8. Bibliografía
Nadav N., Boron removal from seawater reverse osmosis permeate utilizing selective
ion Exchange resin. Desalination 124, (1999) 131-135.
Nadav N., Priel M., Glueckstern Boron renoval from the permeate of a large SWRO
plant in Eilat. Desalination 185, (2005) 121-129.
Nita, K, Numata, K, Gotoh, S y Matsui, M., Application of clhorine-resistant polyamide
RO membrane with a hollow fiber configuration. Desalination, 96, (1994) 33-41.
Ozturk N., Kavak D., Adsorption of boron aqueous solutions using fly ash: batch and
column studies. (2005) Publimed 127, 1-3.
Pastor Ferreira O., Gomes de Moraes S., Durán N., Cornejo L., Alves O.L. Evaluation
of boron removal from water by hydrocalcite-like compounds. Chemosphere 62, (2006)
80-88.
Paul D.R., Reformulation of the solution-difusion theory of reverse osmosis. Journal of
Membrane Science 241 (2004) 371-386.
Perez Talavera, J.L. Electrodiálisis. Fundamentos, diseño y operación. Jornada sobre
tecnologías de membranas en la reutilización de aguas (2007). Alicante.
Pieruz G., Grassia P., Dryfe R.A.W. Boron removal from produced water Facilitated ion
transfer. Desalination 167 (2004) 417.
Pinon F., Deson J., Rosset R. Propriétés de la résine échangeuse dìons spécifique du
bore Amberlite XE 243. (1968) Bulletin de la Société Chimique de France 8, 3.454-
3.461.
Polat H., Vengosh A., Pankratov I., Polat M. A new methodology for renoval of boron
from water by coal and fly ash. Desalination 164, (2004) 173-188.
284

306. 8 Bibliografía
Prats. D, Chillón M.F., Ferrón A., The Start of the brackish water reverse osmosis plant
at Alicante University: Operation and control. IDA World Congress on Desalination
and Water Reuse. Madrid (1997).
Prats. D, Chillón M.F., Rodríguez M., Analisys of the influence of pH and pressure on
the elimination of boron in reverse osmosis. Desalination 128, (2000) 269-273.
Qin J., Oo M. H., Coniglio B. Relationship between feer pH and permeate pH in reverse
osmosis with town water as feed. (2004) Desalination 177, 267-272.
Qin J., Oo M. H., Nynt Wai M., Cao Y. Enhancement of boron removal in treatment of
spent rise from patining operation using RO. Desalination 172, (2005) 151-156.
Redondo, J. A. Desarrollo y experiencias de la nueva membrana FilmTec de alto caudal
para agua de mar. II Simposium Internacional de desalación y reuso del agua. (1995).
Rautenbach, R. y Albrecht, R., Membrane Process. (1981).Wiley Ed.Suiza..
Real Decreto 140/2003, de 7 de febrero, por el que se establecen los criterios sanitarios
e la calidad del agua de consumo humano. BOE núm. 45 de 2-02-2003.
Real Decreto 1138/1990, de 14 de septiembre, por el que se aprueba la Reglamentación
técnico-sanitaria para el abastecimiento y control de calidad de las aguas potables de
consumo público. BOE núm. 226 de 20-09-1990.
Redondo, J.A. y Casañas, A., Desarrollo y uso de las nuevas membranas de ósmosis
inversa para la desalación de agua salobre (BWRO). Tecno Ambiente, 57, (1996) 63-66.
Redondo J., Busch M., De Witte J., Boron removal from seawater using FILMTEC high
rejection SWRO membranes. Desalination 156 (2003) 229-238.
285

307. 8. Bibliografía
Reimers, G., Mecanismo de separación de membranas semipermeables usadas en
ósmosis inversa, ultrafiltración y permeación de gases. Ingeniería Química, Marzo,
(1983) 159-166.
Reimers, G., Mecanismo de separación de membranas semipermeables. Ingeniería
Química, Marzo, (1983) 150-166.
Rodríguez Pastor M., Ferrandiz Ruiz A., Chillón M.F., Prats Rico D., Influence of pH in
the elimination of boron by means of reverse osmosis. Desalination 140 (2001) 145-
152.
Rousseau R.W., Handbook of separation Process Technology (1987). Ed. McGraw Hill.
Sadhwani, J., Experiencia en la planta desaladora por OI de la Mancomunidad del
Sureste. II Simposium internacional de desalación y reuso del agua (1995).
Sagiv A., Semita R., Análisis of parameters affecting boron permeation through reverse
osmosis membranas. Journal of membranas Science 243, 79-87 (2004).
Simonnot, m., Castel C., Nicolaï M., Rosin C., Sardin M., Jauffret., Boron renoval from
drinking water with a boron selective resin: Is the treatment really selective?. (1999)
Wat. Res. Vol, 34 No. 1, 109-116.
Sinton S.W., Complexation Chemistry of Sodium Borate with Poly (vinyl alcohol) and
Small Diols. A 11B NMR Study. Macromolecules (1987), 20, 2.430-2.441.
Smith B.M., Todd P., Bowman C.N. Boron Removal by Polymer- Assisted
Ultrafiltration. (1995). Separation Science and Technology, 30, 3.849-3.859.
Smith B.M., Todd P., Bowman C.N. Hiperbranched Chelating Polimers for the
Polymer-Assisted Ultrafiltration of Boric Acid. (1999). Separation Science and
Technology, 34, 1.925-1.945.
286

308. 8 Bibliografía
Soriano E., Zaragoza, J. L. y Mele, D., Nuevas tendencias en las tecnologías de
desalación. Ósmosis inversa frente a evaporación. Ingeniería Química, Febrero, (1984).
131-139.
Su C., Suarez D.L., Coordination of adsorbed boro: a FTIR spectroscopic study.
Environ.Sci. Technol. 29 (1995) (302-311).
Schweitzer P.A., Handbook of Separation Techniques for Chemical Engineers. Tird
Edition (1996).
Taniguchi M., Kurihara M, Kimura, S. Behavior of a reverse osmosis plant adopting a
brine conversion two-stage process and its computer simulation. Desalination 183
(2001) 249-257.
Taniguchi M., Fusaoka Y., Nishikawa T., Kurihara M. Boron renoval in RO seawater
desalination. Desalination 167 (2004) 419-426.
Turek, M., Bandura B., Dydo P. Electrodialytic boron renoval from SWRO permeate
Desalination 223 (2008)17-22.
Urama R., Mariñas B. Mechanistic interpretation of solote permeation through a fully
aromatic polyamide reverse osmosis membrane. Journal of Membranes Science123
(1997) 267-280.
Vanatta L.E., Coleman D.E., Slingsby R.W., Low-lwvwl calibration study for a new ion
chromatographic column to determine borate in deionized water. Journal of
Chromatography 850 (1999) 107-117.
Varcarcel Cases M., Gómez Varcarcel M., Gómez Hens. Técnicas analíticas de
separación .(1988) Ed. Reverte.
287

309. 8. Bibliografía
Wilf, M., Desing of comercial reverse osmosis systems. II Simposium internacional de
desalación y reuso del agua. (1995).
World Health Organization (WHO) Guidelines for drinking-water quality, 3rd edition.
Vol. 1. Recommendations. World Health Organization. Geneve, (2004). p.313.
World Health Organization (WHO).Desalination for Safe Water Supply. Guidance for
Health and Environmental Aspects Applicable to Desalination. World Health
Organization. Geneve, (2007).
Yazicigil Z. Oztekin Y., Boron removal by electrodialysis with anion-exchange
membranes. Desalination 190 (2006) 71-78.
Yilmaz A.E., Boncukcuoglu R., Yilmaz M.T., Kocakerim M.M., Adsorption of boron
from boron-containing wastewaters by ion exchange in a continour reactor. Journal of
Hazardous Materials B117 (2005) 221-226.
Zeebe R., Sanyal A., Ortiz J., Wolf-Gladrow D. A theoretical study of the kinetics of
the boric acid-borate equilibrium in seawater. Marine Chemistry 73 (2001) 113-124.
288

310. Este ejemplar se corresponde con la tesis original a la que se le han realizado diversas
correcciones ortográficas.
289