DISEÑO DEPURADORA DE OXIDACIÓN TOTAL

21. INTRODUCCIÓN En este trabajo se pretenden describir todos los procesos de tratamientos físicos, químicos y biológicos que debemos aplicar a un agua residual urbana, con unas características determinadas, para conseguir cumplir unos determinados requisitos de vertido. No se dispone de una analítica del agua de entrada, por lo que se caracterizará el influente, según los datos de partida que se señalan en el enunciado del trabajo. Someteremos el agua a diferentes tratamientos físicos para la eliminación de sólidos, como son el desbaste, el desarenador aireado y decantador secundario. Se propone aplicar un proceso biológico de fangos activados por oxidación total en el reactor, para la eliminación de nitrógeno y materia orgánica del agua, con lo que podemos prescindir del decantador primario y de la digestión de los fangos, como se explica en apartados posteriores. Uno de los requisitos de los tanques de oxidación total son las altas necedades de oxígeno, por lo que se diseñará el sistema de aireación del reactor. Además incluiremos una precipitación química para la eliminación del fósforo, la cual se realizará en el reactor. El último tratamiento al que someteremos el agua, es una desinfección por luz ultravioleta, para la eliminación de patógenos. Los fangos procedentes del decantador secundario pasan por un proceso de espesado y de deshidratación mecánica. Las diferentes líneas de las que dispondrá la depuradora, se representan en el siguiente esquema: La línea de agua (Flechas azules) esta compuesta por el pretratamiento y los tratamientos secundario y terciario. La línea de fangos (Flechas marrones), la forman la recirculación de fangos al reactor biológico y el tratamiento de fangos. También hay que tener en cuenta la línea de sobrenadante proveniente del tratamiento del fango, dicha línea se recirculará a la cabecera de planta. 3 2. DATOS DE PARTIDA Los datos, a partir de los cuales realizaremos la caracterización del agua, se han calculado sustituyendo el número de clave N, en los valores del enunciado. Los resultados son los siguientes: DATOS DE PARTIDA Población (hab) 11000 N 1 Q (m³/hab*d) 0.203 DBOL (g/hab*d) 90.63 %Soluble 40.4 DQO (g/hab*d) 140.14 %Soluble 36.288 SS (g/hab*d) 68.544 %SSV 74.55 NKT (g/hab*d) 10.03 %Soluble 70 PTOTAL (g/hab*d) 2.30552 %Soluble 67 Tª (ºC) 12 fpta 1.7964 DBO5/DBOL 0.68 Se ha supuesto que la depuradora se encuentra a nivel del mar. Los requisitos de vertido que se deben cumplir, son los siguientes: REQUISITOS DE VERTIDO DBO5 (mg/l) 25 DQO (mg/l) 125 SS (mg/l) 30 NKT (mg/l) 4.5 PTOTAL (mg/l) 2 4 3. CARACTERIZACIÓN DEL INFLUENTE Se asume que el pretratamiento del agua no elimina sólidos suspendidos, con lo que la caracterización corresponde al agua de entrada al reactor biológico. Al realizar esta determinación se trabajará el diseño del lado de la seguridad. A continuación se presentan los resultados obtenidos de todos los contaminantes que tiene el agua, en condiciones normales de funcionamiento. Para saber los valores punta basta con multiplicar el valor por el factor punta o realizar las mismas operaciones utilizando el caudal punta en vez del medio. CARACTERIZACIÓN DEL INFLUENTE QMEDIO (m³/h) 93.042 QPUNTA (m³/h) 167.14 DQO (mg/l) 690.345 XS (mg/l) 266.086 DQOS (mg/l) 250.512 XI (mg/l) 173.746 DQOSS (mg/l) 439.832 SS (mg/l) 337.655 DBOL (mg/l) 446.453 XSSV (mg/l) 251.722 DBOLS (mg/l) 180.367 XSSNV (mg/l) 85.933 DBOLSS (mg/l) 266.086 XSSVB (mg/l) 152.285 DBO5 (mg/l) 303.588 XSSVNB (mg/l) 99.437 DBO5S (mg/l) 122.650 SI (mg/l) 70.145 NKT (mg/l) 49.409 PTOTAL (mg/l) 11.357 SNHo (mg/l) 34.586 SPo (mg/l) 7.609 XNHo (mg/l) 14.823 XPo (mg/l) 3.748 El primer paso será determinar los caudales, a partir de los datos de partida: día m Población Dotación Q Q MED / 2233 11000 203 . 0 ) ( 3 = ⋅ = ⋅ = hora m Q MED / 04 . 93 3 = hora m Q f Q MED PTA / 14 . 167 04 . 93 7964 . 1 3 = ⋅ = ⋅ = El siguiente paso será calcular los valores de las demandas biológicas y químicas, para las partes solubles y suspendidas. Las cuales hallaremos mediante los porcentajes que muestran los datos de partida. Las determinaremos en (mg/l) El valor de la DBO, a los cinco días, lo calculamos mediante la relación: 68 . 0 5 = L DBO DBO En cuanto a los componentes particulados y solubles de los sólidos presentes en el agua, para los SS, SSV y SSNV, se han calculado utilizando el porcentaje que muestra el enunciado y en el que se aprecia que la gran mayoría de sólidos se encuentran en estado volátil. Para determinar la cantidad de nutrientes que se encuentran en el agua, disponemos de los valores de nitrógeno y fósforo total además de los porcentajes solubles de cada uno. 5 El resto de componentes se han calculado según las siguientes fórmulas: SSV SS LSS SSVB X DQO DBO X ⋅ = LSS S DBO X = LS S I DBO DQO S − = I S S tot I S S X DQO X − − − = sol S DBO S lim = Por los valores obtenidos en la caracterización se puede decir que estamos ante un agua con carga contaminante media, tanto en contenido se materia orgánica como de nutrientes. También es conveniente resaltar que no se ha tenido en cuenta el agua sobrenadante procedente del espesado y la deshidratación del fango, las cuales no varían significativamente los valores antes expresados. 6 PRETRATAMIENTO 4. DESBASTE El sistema de enrejados es un proceso físico que se aplica para eliminar todos aquellos elementos sólidos que puedan ocasionar daños en los equipos de la planta, tales como bombas, válvulas, etc. Para ello, se disponen dos rejas con diferentes separaciones entre barrotes, que son el enrejado grueso y el fino. La velocidad de entrada del agua en las rejas es un parámetro determinante por lo que se debe controlar que esté entre 0.6 y 1 m/sg. para asegurar la retención de sólidos esperada, en condiciones punta esta velocidad no debe sobrepasar los 1.4 m/sg. Además el canal de entrada debe ser cuadrado para que la distribución de dicha velocidad, a través del enrejado, funcione con la máxima efectividad. El cálculo del área mínima que debe tener el canal se realiza de la siguiente manera: • Lo primero es calcular las áreas mínimas y máximas que tiene que tener el enrejado, en función de las velocidades de paso: Para el caudal medio MAX PASO MED MI V Q A = MI PASO MED MAX V Q A = Para el caudal punta MAX PASO PTA PTA V Q A = Los resultados son: AMAX (m²) 0.0431 APTA (m²) 0.0332 AMIN (m²) 0.0258 A (m²)70% 0.0474 • Ahora elegimos el mayor área mínima que tendrá el enrejado, que corresponde con el APTA. Hay que corregir el área elegida para el caso más desfavorable, suponiendo una colmatación de la reja del 30% de sólidos: 2 % 30 0474 . 0 7 . 0 0332 . 0 m A =  →  7 a) Diseño Rejas Finas No son tan finas como para considerarlas tamices, por lo que las funciones son las mismas que las de las gruesas. Tenemos que escoger una separación de barrotes y un espesor. Interesa que el canal sea lo más cuadrado posible, con lo que la relación 1 ≈ Altura Ancho . Para enrejado fino se trabaja con espesores (e) entre 0.5 y 1 cm. Con separación entre barrotes (a) entre 1.5 y 2 cm. Se muestran los valores escogidos, e (m) 0.01 a (m) 0.015 En principio, suponemos una altura, la cual variaremos si el ancho nos da muy diferente a dicha altura. Las fórmulas utilizadas son las siguientes: ) ( ) ( h Altura Area b barrotes entre Espacio = espacio metros b Espacios / º = El número de barrotes necesarios coincide con una unidad menos, a la cantidad de espacios necesarios. barrote metros Barrotes espacio metros Espacios W / º / º ⋅ + ⋅ = Espacio barrotes b (m) 0.18 Nº Espacios 11.70 Ancho W (m) 0.28 El número de espacios se redondea a 12. Buscando la máxima igualdad entre el lado y el ancho, se toma como altura h= 0.27 m. Las dimensiones del canal serán las mismas para el enrejado fino y para el grueso. Finalmente el número de barrotes corresponde a un barrote menos que el número de espacios, por tanto ( NºBarrotes= 11). b) Diseño Rejas gruesas Se coloca como primera unidad física en la estación depuradora, se puede optar por un enrejado con sistema de limpieza mecánico para evitar las variaciones de velocidad de entrada del agua, producidos cuando se realiza una limpieza manual de los residuos recogidos. Es un elemento de protección. Elegimos el espesor y la separación entre barrotes según los valores Standard para este tipo de rejas, los valores oscilan entre los siguientes valores, 5 < a < 10 cm. y 1 < e < 2 cm. Escogemos una separación entre barrotes (a= 5 cm), por otro lado el espesor del barrote será (e= 1 cm.) barrote metros Barrotes espacio metros Espacios h / º / º ⋅ + ⋅ = Conocemos el valor de h (calculado en el siguiente apartado de rejas finas), además sabemos que el nº de barrotes coincide con el nº de espacios menos uno. Por tanto, despejamos el nº de espacios. 8 Nº Espacios 5 Nº Barrotes 4 Para ajustar el ancho, los espacios de las dos esquinas tendrán una separación con el muro de 0.45 cm. c) Pérdidas de carga La pérdida de carga en el desbaste con limpieza mecánica suele ser constante para un determinado flujo. Es posible estimar dicha pérdida, según la expresión propuesta por Rischmer, en función de la forma de las barras, aplicable solo a rejas limpias. Calcularemos la pérdida para todas las condiciones, pero teniendo en cuenta que el caso más desfavorable corresponde con el funcionamiento de la reja a caudal punta. La expresión de Rischmer es la siguiente: θ β sen g v b W h ⋅ ⋅ ⋅ | ¹ | \ | = 2 2 3 4 Donde: - 42 . 2 = β .Según tabla 1, libro de Trat. Físicos y Químicos de Aguas Residuales. - º 90 = θ . Ángulo del enrejado con la horizontal. VPASO MIN (m/sg) 0.339 VPASO MIN (m/sg) 0.609 hMEDIO (m) 0.027 hPUNTA (m) 0.086 Las pérdidas son inferiores a 0.1 mca, con lo que cumplen con la limitación de 0.4 mca. Hay que tener en cuenta que la ecuación se refiere a rejas limpias, con lo que la pérdida será mayor a la calculada, en determinadas situaciones de operación, aún así se considera que existe suficiente intervalo de seguridad para que se cumpla la condición. d) Residuos recogidos La cantidad de residuos recogidos depende del tipo de enrejado, así como el sistema de alcantarillado y la situación geográfica. Se estiman gráficamente utilizando la figura 5 del libro de Tratamiento, conociendo la separación entre barrotes se puede estimar la cantidad de sólidos recogidos a caudal medio y punta. Los residuos se calculan en condiciones normales de operación, por tanto a caudal medio. Los valores calculados gráficamente son los siguientes: Para 1.5 cm (m³/10^6 m³) 40 Para 5 cm (m³/10^6 m³) 5 Las expresiones utilizadas y sus resultados son los siguientes: 1000 · MEDIO FIAS GRAFICO Q V recogidos totales Sólidos = 9 1000 · . MEDIO GRAFICO Q V gruesa reja Vol = gruesa reja Vol totales Sol fina reja Vol . . . − = Sólidos Totales recogidos (l/d) 89.32 Vol.reja gruesa (l/d) 11.165 Vol.reja fina (l/d) 78.155 10 5. DESARENADOR AIREADO La función principal que va tener el desarenador en la depuradora es la retención de partículas de gravas y arenas por el proceso físico de sedimentación discreta. La velocidad de distribución del agua es clave para asegurar la deposición de partículas, en caso de exceso de velocidad y para que no se retenga materia orgánica en el tanque, cuando la velocidad es demasiado pequeña. Se incorpora la aireación del tanque que se realiza para controlar el tamaño de las partículas a retener, según la velocidad de difusión del aire. La velocidad de salida y entrada tiene que ser superior a 0.3 m/sg en cualquier condición de caudal. La salida del agua debe ser en ángulo recto a la entrada. a) Diseño Para determinar la geometría del desarenador se han tomado los valores típicos para el diseño de desarenadores aireados, según lo expuesto en la Tabla 8 del libro de Tratamientos. El proceso de cálculo utilizado es el siguiente, Lo primero es fijar el tiempo de detención a caudal punta, min 3 = MAX θ . Es importante asegurar utilizar el caudal punta para asegurar que bajo ninguna condición las arenas o gravas puedan llegar a los elementos posteriores del tratamiento. PTA MAX Q V ⋅ = θ El volumen mínimo que puede tener un desarenador es de 24 3 m , por tanto si el valor es inferior tomaremos el volumen mínimo requerido. Tomamos la altura mínima de 2 metros. Además, los valores mínimos del ancho y de la longitud, por tanto W=2 metros. h Vol Sup = W Sup L = Efectivamente el volumen calculado es inferior al mínimo requerido, por tanto debemos modificar el tiempo de residencia. Los valores obtenidos son los siguientes: ϴmax (min) 3 ϴfinal (min) 8.61552931 Vol (m³) 8.3570025 Vol. Mínimo (m³) 24 Finalmente, las dimensiones de nuestro desarenador son las siguientes: Ancho (m) 2 H (m) 2 S (m²) 12 L (m) 6 Para determinar las cantidades de aire y arena necesarios para el correcto funcionamiento del desarenador, utilizaremos los valores expuestos en la tabla 8 del Libro de Tratamientos. 11 b) Necesidades de aire Las calcularemos en base a las siguientes expresiones: r desarenado Long hora m m longitud Q AIRE . 1 min 60 ) min / ( 3 . 0 ) ( 3 ⋅ ⋅ ⋅ = r desarenado Vol m hora m Volumen Q AIRE . ) / ( 1 ) ( 3 3 ⋅ ⋅ = Escogemos el valor más alto de los dos calculados para asegurar que funciona bien como desarenador. Los valores de 0.3 y 1 corresponden a los valores típicos utilizados para desarenadotes. Qaire/longitud (Nm³/min.m) 0.3 Qaire/volumen (Nm³/h.m³) 1 Qaire/longitud (Nm³/h) 108 Qaire/volumen (Nm³/h) 24 Por tanto, el caudal de aire necesario corresponde con 108 Nm³/h. El diseño de la soplante y de la cantidad de difusores necesarios para el desarenador se han calculado en el apartado 9 de esta memoria. c) Residuos recogidos Caudal de arena y espumas ) / ( ) / ( 015 . 0 3 3 d m Q m l Q MEDIO AREA ⋅ = ) / ( ) / ( 25 3 3 d m Q m l Q MEDIO ESPUMA ⋅ = /1000 El 0.015 y el 25 corresponden con los valores típicos utilizados. Cantidad de arena (m³/10^3m³) 0.015 Espuma (ml/m³) 25 QARENA(l/día) 33.495 QESPUMA(l/día) 55.825 12 TRATAMIENTO SECUNDARIO 6. PRECIPITACIÓN QUÍMICA Se trata del método que se va a utilizar para eliminar el fósforo del sistema en forma de fango, ya que es muy perjudicial su vertido al medio. Se ha optado realizarla en el reactor biológico, para mantener un nivel de fósforo que permita el desarrollo de los organismos, se debe ajustar la dosificación para asegurar una cantidad de fósforo para que las bacterias puedan crecer. Para determinar la dosis óptima de coagulante sería necesario someter al agua a un Jar-Test. Se decidió ajustar la cantidad de fósforo a eliminar a 8.526 mgP/l. Lo que supone que el fósforo en el efluente tenga una concentración de 1 mgP/l, con esto se aseguran los requisitos de las bacterias y se cumple el límite de vertido, fijado en 2 mgP/l. El reactivo elegido para la precipitación es el sulfato de aluminio, cuya reacción con el fósforo se expresa de la siguiente manera: ( ) − − + ↔ + 2 4 4 3 4 3 4 2 3 2 2 SO AlPO PO SO Al La concentración de fosfatos que debemos eliminar se calcula de la siguiente manera: sidual S Influente S S PO PO PO Re 4 4 4 − = l mgP S PO / 526 . 8 1 526 . 9 4 = − = En la bibliografía se establece un intervalo de moles de aluminio necesarios por mol de fósforo a eliminar. Se considera el valor de 1,75, por lo tanto: ( ) 4 / PO S P Pa Al Pa mmol mmolAl necesario Al ⋅ ⋅ = ( ) l mgAl necesario Al / 997 . 12 97 . 30 86 . 26 526 . 8 75 . 1 = ⋅ ⋅ = Donde el peso atómico del aluminio y de fósforo son 26.86 y 30.97 respectivamente. ( ) ( ) mmol mg SO Al Pmolecular l Al mmol necesario Al SO Al 3 4 3 4 2 ) ( 2 1 / ) ( ⋅ ⋅ = ( ) l SO Al mg SO Al / ) ( 412 . 82 14 . 342 2 1 98 . 26 997 . 12 3 4 3 4 2 = ⋅ ⋅ = Donde el peso molecular del reactivo es 342.14. Esta sería la cantidad de reactivo a utilizar en caso de que este fuera puro, como el sulfato que vamos a utilizar posee un 54% de pureza la dosificación necesaria es la siguiente: ( ) l SO Al mg SO Al / ) ( 615 . 152 54 . 0 412 . 82 3 4 3 4 2 = = 13 Teniendo en cuenta que el reactivo comercial posee una concentración de 10.000 mg/l y debido a la pureza ya comentada, la cantidad de reactivo necesario en función del caudal será: ( ) d SO Al Kg Q SO Al Medio / ) ( 789 . 340 54 . 0 1000 615 . 152 3 4 3 4 2 = ⋅ = El caudal de reactivo necesario se calcula de la siguiente manera: reactivo Conc SO Al Q Al . ) ( 3 4 2 = d m Q Al / 034 . 0 000 . 10 798 . 340 3 = = La precipitación del fósforo en forma de fosfato de aluminio supone un incremento de la cantidad de sólidos no volátiles, que deben ser tenidos en cuenta en el cálculo de la producción de fangos en el reactor biológico. Teniendo en cuenta la reacción de formación del precipitado, la cantidad de sólidos generados es la siguiente: 57 . 33 95 , 121 · 97 , 30 526 , 8 · 4 4 4 = = = AlPO P PO Pm Pa S formado AlPO 62 , 96 91 , 34 · 1000 2233 · 4 = = = ∆ formado AlPO Q SSV med Finalmente, se debe preveer un descenso de la alcalinidad, debido a la precipitación química. Dicho descenso puede provocar la inhibición del proceso biológico si el pH baja por debajo del umbral requerido. l mgCaCO l mg ecesario SO Al activo mg CaCO mg Alc Consumo / 307 . 76 615 . 152 5 . 0 ) ( Re 5 . 0 . 3 4 2 3 = ⋅ = ⋅ = 14 7. REACTOR BIOLÓGICO DE FANGOS ACTIVADOS POR OXIDACIÓN TOTAL Como nuestra depuradora tiene que soportar la dotación de una población pequeña, la elección de un proceso biológico de oxidación total es muy conveniente. La principal diferencia entre este sistema y los de mezcla completa o flujo de pistón, es el alto tiempo de retención que es necesario aplicar al tanque. Las bajas cargas másicas con las que opera el sistema ocasionan una situación de competencia entre los microorganismos presentes y supone un alto tratamiento del agua. Por tanto, se obtiene un efluente de mucha calidad y un volumen bajo de fangos, al que no hará falta someter a digestión. Hay que tener en cuenta que con este sistema suelen haber problemas de flotación de fangos en el decantador secundario, por lo que se deberá realizar un seguimiento exhaustivo. El reactor será capaz de llevar a cabo el proceso de nitrificación y eliminación de materia orgánica. Al no diseñar distintas etapas, como la anóxica o anaerobia no se produce la eliminación biológica de nutrientes, los cuales serán retirados como fango en la purga del decantador secundario. a) Cinéticas de los microorganismos Las principales bacterias que se desarrollarán un reactor aerobio son las heterótrofas, que son las encargadas de eliminar la materia orgánica presente en el agua, y las autótrofas, tanto amonioxidantes como las nitritoxidantes, que son las encargadas de transformar el amonio en nitrito y las que consumen dicho nitrito que trasforman en nitrato, por el proceso de nitrificación. Estas bacterias forman casi el 95% de la biomasa en este tipo de reactores, el restante 5% son en gran mayoría protozoos, que son vitales para la eliminación de bacterias, coliformes y patógenos. También es importante la presencia de bacterias filamentosas, para la formación de los flóculos, pero siempre controlando que no haya excesos, para evitar problemas de sedimentación y compactación de fangos. Microorganismos Heterótrofos Todos los parámetros correspondientes a la cinética de los microorganismos han sido sacados de los apuntes de la asignatura, correspondientes al diseño de fangos activados. Se ha aplicado la ecuación de Arrhenius, teniendo en cuenta que la temperatura del agua es de 12ºC. Las expresiones utilizadas y los resultados obtenidos son los siguientes: 2 10 2 072 , 1 4 072 , 1 4 20 12 20 + ⋅ = + ⋅ = − − OD Ks OD T mH µ 20 12 20 072 , 1 2 , 0 072 , 1 2 , 0 − − ⋅ = ⋅ = T H b HETERÓTROFAS Yh (gcelDQO/gDQO) 0.6 μh(d-1) 2.09 Ks (mgDQO/l) 10 bh(d-1) 0.11 fDH 0.2 15 Bacterias Autótrofas 2 1 2 111 , 1 111 , 1 20 12 20 + = + = − − OD K OD H T mA µ 20 12 20 111 , 1 15 , 0 111 , 1 15 , 0 − − ⋅ = ⋅ = T A b AUTÓTROFAS Ya (gcelDQO/gNH4) 0.24 μa(d-1) 0.34 KNH (mgNH4/l) 1 ba(d-1) 0.06 fDA 0.1 Las velocidades de consumo de sustrato dependen de la cantidad de oxígeno disuelto de la que dispongan los organismos. Para lograr la oxidación total de la materia orgánica y la nitrificación se han fijado los valores de OD que debemos mantener en el reactor, son los siguientes: OD. COND. MEDIAS(mgO/l) 2 OD. COND. PUNTA(mgO/l) 1.5 b) Concentraciones en el efluente Lo primero que debemos hacer es fijar el tiempo de retención celular, como vamos a trabajar en oxidación total, lo vamos a fijar en el mínimo ϴC =20 días. Las concentraciones de materia orgánica y nitrógeno en el agua de salida del reactor se calculan con las siguientes expresiones: ( ) ) ( 1 1 bh bh Ks Ss mH + − ⋅ ⋅ = − − θ µ θ ( ) ) ( 1 1 ba ba K S mA H H + − ⋅ ⋅ = − − θ µ θ La SS corresponde con la DQO biodegradable soluble del efluente del reactor. Por otro lado la SNH se considera como nitrógeno Kjenldahl total soluble a la salida. Los valores son: SS (mg/l) 0.86 SNH (mgN/l) 0.50 16 c) Biomasa producida Heterótrofa Vamos a suponer que toda la XS se hidroliza en el reactor, por lo que ST0 es la suma de sólidos suspendidos particulados y solubles. Las fórmulas son las siguientes: bh Ss S Y Q VX TO H MED H + − ⋅ ⋅ = −1 ) ( θ C H H VX X Q θ = ∆ H H DH HI VX b f X Q ⋅ ⋅ = ∆ Autótrofa También para las heterótrofas suponemos el NT0 como la suma de la parte soluble y suspendida. Siguen las siguientes expresiones: ba f Y VX bh f S Y Q VX C DA C A H DH C H TO A MED A ⋅ + ⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ − − ⋅ ⋅ = θ θ θ ) 1 ( 087 , 0 1 ) 1 ( 087 , 0 ) ( C A A VX X Q θ = ∆ A A DA AI VX b f X Q ⋅ ⋅ = ∆ Los resultados son los siguientes: VXH (gDQO) 3155771.90 VXA (gDQO) 184854.44 QɅXH (gDQO/d) 157788.60 QɅXA (gDQO/d) 9242.72 QɅXHI (gDQO/d) 72378.12 QɅXAI (gDQO/d) 1194.56 Se puede apreciar que las bacterias heterótrofas producen mucha mas biomasa que las autótrofas. Esto es debido a que las bacterias heterótrofas predominan en ambiente aerobio ante las autótrofas y en mayor medida debido a la baja temperatura del agua a tratar, hecho que afecta a la proliferación de autótrofas. 17 Total Biomasa total producida: AI A HI H X Q X Q X Q X Q X Q ∆ + ∆ + ∆ + ∆ = ∆ Fangos totales expresados en DQO, los sólidos inertes asumimos que no sufren variación ninguna después del paso del agua por el pretratamiento. Debido a que no hay decantador primario, estos sólidos entran y salen del reactor biológico y posteriormente, son extraídos en el fango purgado del decantador secundario. X Q X Q X Q IO MED T ∆ + ⋅ = ∆ La cantidad de sólidos suspendidos es necesario expresarla en SST. Para ello, se debe aplicar al fango producido en el proceso biológico, el coeficiente (i TSSBM ), que es el factor de conversión de unidades entre DQO y SST, su valor es el siguiente: 42 , 1 1 = = TSSBM i SST DQO Cantidad de fangos totales expresados en sólidos suspendidos totales será: X Q i QX QX X Q TSSBM SSB SSV SST ∆ ⋅ + + = ∆ Hay que tener en cuenta la proporción de sólidos proveniente de la precipitación química, por lo que los sólidos totales para el diseño del reactor son los siguientes: PQ SST SSTF X Q X Q X Q ∆ + ∆ = ∆ Los fangos volátiles se pueden calcular restando, a los calculados anteriormente, los sólidos inertes que entran con el agua de entrada y los procedentes de la precipitación del fósforo. La expresión utilizada es la siguiente: El porcentaje de fangos volátiles será un factor clave para conocer el estado de la estabilización del fango. Los fangos que provienen de la precipitación química son inertes, por lo que no se deben tener en cuenta. La fórmula utilizada es la siguiente: SST SSV X Q X Q SSV ∆ ∆ = % SSV PQ SSTF SSV X Q X Q X Q X Q ∆ − ∆ − ∆ = ∆ 18 Los resultados son los siguientes: BIOMASA TOTAL QɅX (gDQO/d) 240604.00 QɅXT(gDQO/d) 628579.69 QɅXSSNV 191888.93 QɅXSSVNB 222043.59 QɅXSST (gSST/d) 923423.44 QɅXSSTF (gSST/d) 998386.86 QɅXSSV (gSST/d) 361328.37 %SSV 39.13 d) Volumen del reactor Para poder hallar el volumen debemos fijar una determinada cantidad de sólidos que queremos que se mantengan en el reactor, al trabajar en oxidación total podemos adoptar este valor entre ( 3000 – 6000 mg/l), se ha optado un valor que asegure que se cumplan los requisitos de vertido y a su vez, que no halla problemas en la decantación de los fangos. El valor es de XTTS=4000 mgSST/l. Este volumen es el calculado, teniendo en cuenta los sólidos que produce la precipitación química a la que sometemos al reactor. 3 93 . 4991 4000 20 86 . 998386 m X X Q V SST C SSTF = ⋅ = ⋅ ∆ = θ e) Microorganismos en el reactor La cantidad de microorganismos debe corresponderse con los parámetros cinéticos calculados anteriormente, como la velocidad de crecimiento y muerte de las bacterias. Bacterias Heterótrofas V X Q X H C H ∆ ⋅ = θ V X Q X HI C HI ∆ ⋅ = θ Bacterias Autótrofas V X Q X A C A ∆ ⋅ = θ V X Q X AI C AI ∆ ⋅ = θ 19 SSTF T EFL I T X Q X Q SS S Ss DQO S ∆ ∆ ⋅ + + = 0 ) ( MICROORGANISMOS XH (mgDQO/l) 632.17 XA(mgDQO/l) 37.03 XHI(mgDQO/l) 289.98 XAI(mgDQO/l) 4.79 Se puede observar que los resultados obtenidos concuerdan con los parámetros anteriores, en los que las bacterias heterótrofas predominan ante las autótrofas. Carga másica Es un parámetro importante para estudiar la sedimentabilidad del fango. Se utiliza el valor de la DBO5, que se ha calculado a partir del parámetro f que define la relación entre la DBOLIM y la DBO5. d KgSST KgDBO X V DBO Q C SST MT ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = / 034 . 0 4000 93 . 4991 59 . 303 2233 5 5 En la bibliografía se recomienda que la carga másica sea inferior a d KgSST KgDBO ⋅ 5 07 . 0 , para procesos de oxidación total a temperaturas inferiores de 20ºC. En este caso, el valor del parámetro calculado indica que el decantador secundario no tendrá problemas de sedimentación de fangos. f) Calidad del agua del decantador secundario Para calcular la calidad del efluente obtenida tras el tratamiento biológico hay que tener en cuenta que se considera la parte soluble que sale con el agua y también lo que aportan los sólidos que pueden escapar del decantador secundario. Los sólidos suspendidos en el efluente (SSEFL) deben tener una concentración menor de 30 mgSS/l. Teniendo en cuenta que se va a someter al agua a un proceso de desinfección ultravioleta, se tomará un valor de 20 mgSS/l, con lo que cumpliremos los requisitos de vertido y mejoraremos la efectividad de la desinfección, a la que le afecta en gran medida la presencia de sólidos suspendidos. Para hallar los sólidos totales, en forma de DQO: También podemos calcular la cantidad de XS y XI que tendrá el agua de salida del decantador secundario, con las siguientes expresiones: SSTF H A EFL EFL S X Q X Q X Q SS X ∆ ∆ + ∆ ⋅ = , EFL S SSTF T EFL EFL I X X Q X Q SS X , , − ∆ ∆ ⋅ = 20 Q X Q P Sp T ∆ ⋅ − = 017 , 0 0 ( ) ( ) f S X DBO S EFL S S T ⋅ + = 5 C A H H H O O X S K S Ya mA S S θ µ ⋅ ⋅ + ⋅ + = − SSTF EFL T X Q X Q SS Sp P ∆ ⋅ ∆ ⋅ + = 017 , 0 ) ( 4 , PO P P T EFL T S S S P P − + − = Ahora se muestran la ecuación correspondiente a la cantidad de materia orgánica biodegradable en el efluente, en forma de DBO5: Las ecuaciones de cálculo de la cantidad de nutrientes, son las siguientes: La primera para la cantidad de nitrógeno total sin considerar los nutrientes que sueltan al medio las bacterias autótrofas y heterótrofas en su “Debris”. La segunda corresponde a la cantidad de nitratos producidos por la oxidación del NKT. Para el fósforo sin tener en cuenta la precipitación química del mismo, las concentraciones se ajustan a las siguientes expresiones: La precipitación del fósforo hace que en el efluente exista la concentración resultante de la siguiente ecuación: El SPO4 es la cantidad de fósforo que vamos a eliminar por precipitación, definido en el apartado correspondiente. Otros parámetros que hemos definido son la cantidad de sólidos volátiles y no volátiles a la salida del decantador, con las fórmulas siguientes: SSTF SSV EFL SSV X Q X Q SS X ∆ ∆ ⋅ = SSV EFL SSV X SS X − = Para calcular los sólidos biodegradables y no biodegradables se opera de igual manera. Los resultados de la calidad del agua del decantador secundario, son los que se muestran a continuación: ST (mgDQO/l) 83.59 ST (mgDBO5/l) 2.86 NKT (mgN/l) 0.79 SNO (mgN/l) 39.54 SP (mgP/l) 9.53 PT (mgP/l) 9.61 SP con precipitación(mgP/l) 1 PT con precipitación(mgP/l) 1.08 087 . 0 ⋅ ∆ ∆ + ∆ ⋅ + = SSTF A H EFL H Q X Q X Q SS S KT 21 Se ha comprobado que estos valores cumplan con los requisitos de vertido marcados en el enunciado del ejercicio, como se puede comprobar en la siguiente tabla: REQUISITOS DE VERTIDO VALOR OBTENIDO DBO5 (mgDBO/l) 25 2.86 DQO (mgDQO/l) 125 83.59 SS (mgSS/l) 30 20.00 NKT (mgN/l) 4.5 0.79 PTOTAL (mgP/l) 2 1.08 Relación de recirculación La recirculación de fangos procedentes del decantador secundario, que aplicaremos para mantener los sólidos en el reactor, se calcula a partir de la siguiente relación: SST SSTr SST C X X X r − ⋅ | | ¹ | \ | − = θ θ 1 Para ello es necesario conocer la concentración del fango en el fondo del decantador (X SSTr ). Como no disponemos de información para calcularlo, se estima que la concentración es de 7000 mg/l (Valor típico). El caudal de purga lo determinaremos en el apartado de tratamiento de fango. Los resultados son los siguientes: RECIRCULACIÓN r 0.85 La bibliografía recomienda que el valor de “r” se encuentre entre 0.75-1.5, para oxidación total, por lo que se cumple la condición. g) Consumo de oxígeno Las bacterias consumen oxígeno para poder desarrollarse, por tanto es importante calcular las necesidades que van a tener, tanto en condiciones medias como en las puntas. Condiciones medias Para las bacterias heterótrofas, el oxígeno que consumen es la resta entre lo que necesitan las bacterias para oxidar la materia orgánica y la que no es oxidada para obtener energía, sino que se incorpora al crecimiento de las células y pasa al fango. Las determinamos en base a los parámetros ya definidos anteriormente y según la ecuación que se muestra a continuación: ( ) ( ) HI H S To MEDIO H X Q X Q S S Q MO ∆ + ∆ − − = 22 Para las bacterias autótrofas se debe aplicar un factor que determina la oxidación del nitrógeno por el oxígeno “4.57” y multiplicarlo por el balance de entradas y salidas, de los compuestos de nitrógeno, del reactor biológico. A demás se añade un término que representa la fracción de nitrógeno consumido por las bacterias autótrofas y heterótrofas y que es incluido en su crecimiento “0.087·QΛX/QMEDIO”. ( ) AI A MEDIO H T MEDIO A X Q X Q Q X Q S H Q MO ∆ + ∆ − | | ¹ | \ | ∆ ⋅ − − ⋅ = 087 . 0 57 . 4 0 A H T MO MO MO + = CONDICIONES MEDIAS MOHmed (gO2/d) 635965.30 MOAmed(gO2/d) 393024.06 MOT(gO2/d) 1028989.35 Condiciones punta Debemos calcular los parámetros punta así como la producción de biomasa en estas condiciones, para determinar las necesidades de oxígeno. Se supone que las condiciones puntas son momentáneas, con lo que no modifican la concentración de microorganismos ni la debris. Primero se hallan las entradas de materia orgánica y nutrientes, así como el tiempo de residencia punta. f S S To ToPTA ⋅ = f KT KT To ToPTA ⋅ = PTA PTA Q V = θ Los resultados son los siguientes: QPUNTA (m³/d) 4011.36 fPTA 1.80 El valor de SSPTA lo hemos hallado resolviendo la siguiente ecuación de segundo grado: 0 ) ( , , 2 , = ⋅ − ⋅ ⋅ + − ⋅ + S ToPTA PTA H PTA TO PTA S PTA S K S X Yh mH S Ks S S θ µ Dicha ecuación es el resultado de despejar la incógnita “SSPTA” en el balance de sustrato para la materia orgánica, que tiene la siguiente forma: PTA H PTA S S PTA S H mH PTA S PTA T X S K S Y S S θ µ ⋅ ⋅ + ⋅ = − , , , , 0 SToPTA(mgDQO/d) 698.32 NKToPTA(mgN/d) 88.76 ϴPTA (d) 1.24 23 AI HI HPTA PTA APTA X Q X Q X Q X Q X Q ∆ − ∆ − ∆ − ∆ = ∆ De manera que resolvemos la siguiente ecuación: A·x²+Bx+C=0 Siendo “x=Sspta” Los valores obtenidos serán: A 1 B 2045.51 C -6983.25 SSPTA(mgDQO/d) 3.41 Producción de biomasa Ya podemos hallar la producción de biomasa de las bacterias heterótrofas: Solo nos falta determinar el SNHPTA, así como las producciones de biomasa de las autótrofas y las totales. Para resolver las incógnitas se ha estimado un valor inicial de SNHPTA=2 mgN/l, luego se ha calculado el valor de producción de biomasa total, con las ecuaciones que se muestran: Ahora calculamos la producción de las bacterias autótrofas: El último paso es calcular de nuevo la SNHPTA despejándola de la ecuación de producción de biomasa autótrofa: A A PTA PTA HPTA ToPTA A PTA APTA X V b Q X Q S KT Y Q X Q ⋅ ⋅ − | | ¹ | \ | ∆ ⋅ − − ⋅ = ∆ 087 . 0 Despejando tenemos: A PTA PTA PTA A PTA ToPTA A PTA A A APTA HPTA Y Q Q X Q Y Q KT Y Q X V b X Q S ⋅ ∆ ⋅ ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ − ∆ − = 087 . 0 ( ) 087 . 0 ) ( A HPTA mA HPTA H A HPTA ToPTA PTA PTA X V S S K Y S KT Q X Q ⋅ ⋅ ⋅ − + ⋅ ⋅ − ⋅ = ∆ µ H H PTA S PTA TO H PTA PTA H X V b S S Y Q X Q ⋅ ⋅ − − ⋅ ⋅ = ∆ ) ( , , , 24 Por último debemos recalcularlo todo, lo que haremos será resolver en la hoja Exel aplicando la herramienta “buscar objetivo” a una casilla que corresponde a la suma de las dos SNHPTA, la estimada y la hallada mediante la última fórmula, se establece que el error entre los dos valores sea cero. SNHPTA(mgN/d) 2.26 QɅXPTA(gDQO/d) 1464863.78 El resultado nos indica que la primera estimación fue buena. Ahora si podemos calcular las necesidades de oxígeno del reactor en condiciones extremas de funcionamiento. Necesidades de oxígeno ( ) ( ) HI HPTA SPTA ToPTA PTA HPTA X Q X Q S S Q MO ∆ + ∆ − − = ( ) AI APTA PTA PTA HPTA ToPTA PTA APTA X Q X Q Q X Q S H Q MO ∆ + ∆ − | | ¹ | \ | ∆ ⋅ − − ⋅ = 087 . 0 57 . 4 APTA HPTA TPTA MO MO MO + = Los resultados obtenidos son los siguientes: MOHPTA(gO2/d) 1404537.09 MOAPTA(gO2/d) 921472.44 MOTPTA(gO2/d) 2326009.52 25 8. SISTEMA DE AIREACIÓN DEL REACTOR Y DEL DESARENADOR Una vez definidas las necesidades de oxígeno del reactor podemos diseñar el sistema de aireación que suministrará el aire necesario para el correcto funcionamiento. La aireación es un proceso físico por el que se pretende aportar el oxígeno necesario para el crecimiento de las bacterias y conseguir la turbulencia adecuada para la mezcla total de los componentes en el reactor. a) Parámetros de diseño El coeficiente “F”, se utiliza para relacionar la capacidad de oxigenación en condiciones standard (COS) con la capacidad real en otras condiciones (COR). Se define segúa la expresión: ( ) ( ) ( ) V C K V C C K COS COR F S LA S T LA ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = = º 20 α β Donde, - V=Volumen del reactor. - OD=Necesidades de oxígeno del tanque, calculadas en el apartado anterior. - = β 0.97 - = T LA K ) ( Ecuación de Arrhenius - = α 0.7 Depende del tipo de aireador - 77 . 10 = S C Suponiendo la EDAR a nivel del mar. Las condiciones de oxígeno que queremos mantener en el reactor son las siguientes, l mgO C MEDIAS / 0 . 2 2 = l mgO C PUTA / 0 . 1 2 = Se puede simplificar el calculo del parámetro F en condiciones medias y puntas, de la siguiente forma: ( ) ( ) 602 . 0 08 . 9 7 . 0 0 . 1 77 . 10 97 . 0 024 . 1 20 12 = ⋅ − ⋅ ⋅ = − PTA F ( ) ( ) 539 . 0 08 . 9 7 . 0 0 . 2 77 . 10 97 . 0 024 . 1 20 12 = ⋅ − ⋅ ⋅ = − MEDIAS F El COS lo fijamos en 9.08 ya que se trata de condiciones estandar, a 20ºC. 26 b) Diseño de difusores He elegido los difusores de la casa SIDERPOL S.p.A. En el catálogo viene definido el caudal máx. de trabajo del difusor y el número de discos que puede haber por metro cuadrado. En la figura 15 de dicho catálogo obtenemos los siguientes valores: 2 / 1 m dif d MI = l 2 / 6 m dif d MAX = l h m Q MAX / 5 . 6 3 = Para alargar la vida útil del difusor, no se recomienda trabajar al 100% de su capacidad, con lo cual tomaremos el caudal máximo de funcionamiento, como el 80% de su capacidad, por tanto: h m Q MAX / 5 8 . 0 5 . 6 3 = ⋅ = c) Oxígeno aportado por los difusores La aportación de oxígeno la calculamos con la siguiente relación: 1205 23 . 0 0 3 2 ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ d d Q h h m grO l ε Donde, - = h 0 ε Relación entre la eficacia de los difusores en función del calado del reactor biológico. - = d l Densidad de difusores (dif/m²). - = d Q Caudal unitario (m³/h·dif) - = 23 . 0 Porcentaje de peso de oxígeno en el aire. - = 1205 Densidad del aire en condiciones standard (g/m³). Para densidad de difusores mínima ( 1 = d l ) 1205 23 . 0 5 1 0 3 2 ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ MI h h m grO ε Al no conocer el calado que va a tener el reactor, debemos sacar una media para el valor de la relación entre la eficacia y el calado. Los valores fueron sacados de la “figura 15” del libro de “Tratamientos Físico-Químicos de AR”. ( ) 0516 . 0 3 10 5 8 . 25 4 1 . 21 3 1 . 15 2 0 = ⋅ + + = − MI h ε Para densidad de difusores máxima( 6 = d l ) 1205 23 . 0 5 6 0 3 2 ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ MAX h h m grO ε 27 Se opera de igual forma para la relación con la densidad máxima de difusores obteniendo el siguiente resultado: 0581 . 0 0 = MAX h ε Finalmente, los valores de las capacidades máximas y mínimas de los difusores elegidos son: (grO2/m³h)MIN 71.45 (grO2/m³h)MAX 483.07 d) Necesidades del tanque En este apartado, comprobaremos si nos sirven los difusores estudiados, calculando las necesidades de oxígeno que tiene el tanque. Se utilizarán las necesidades en condiciones punta que calculamos en el último apartado del reactor biológico además de el factor punta “Fpta”, para pasarlo a condiciones standard. Los valores obtenidos para las necesidades del reactor, expresadas en Kg/h, son: MOT(KgO2/h) 43 MOTPTA(KgO2/h) 97 h m grO F V MO PTA TPTA ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ 3 2 / 23 . 32 602 . 0 93 . 4991 1000 97 El resultado es menor que la mínima aportación de los difusores estudiados por tanto, tomamos como valor óptimo el mínimo que nos ofrecen los difusores. 45 . 71 3 2 = ⋅ h m grO Una vez definida la cantidad de aire se determina la densidad de difusores necesarios para garantizar el suministro. La relación entre la eficacia de transferencia y el calado depende linealmente de la densidad de difusores, con lo que podemos definir una ecuación para obtener dicha densidad. b d a h + ⋅ = l 0 ε Donde: MI MAX d d h h a l l − − = min max 0 0 ε ε 00131 . 0 1 6 0516 . 0 0581 . 0 = − − = a MI d a h b l ⋅ ⋅ = min 0 ε 0503 . 0 1 00181 . 0 0516 . 0 = ⋅ ⋅ = b 28 Ahora sustituimos el valor de la ecuación lineal resultante en la ecuación de la cantidad de oxígeno que transfieren los difusores: ( ) 1205 23 . 0 5 0503 . 0 00131 . 0 45 . 71 3 2 ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ = = ⋅ d d h m grO l l La ecuación resultante será: 0 45 . 71 703 . 69 812 . 1 2 = − ⋅ + d d l l El siguiente paso es resolver la ecuación de segundo grado, obteniendo así la densidad de difusores que debemos aplicar. El único valor que se puede utilizar es el siguiente: ƿd (dif/m²) 1 Ahora podemos hallar las dimensiones que tendrá el reactor biológico. Utilizamos el gráfico C de la “Figura 17” del libro de “Trat. Fis-Qui. A.R.” para determinar el calado del tanque en función del volumen del mismo. Con los 4991.93 m³ de volumen hallados para el reactor, obtenemos que debemos tener un calado de 4.5 metros, como el gráfico es para aireadores superficiales, tenemos que sumarle 0.5 metros al calado hallado gráficamente. También es posible hallar la superficie que tendrá el reactor. Los resultados son los siguientes: m h 5 5 . 0 5 . 4 = + = 2 39 . 998 5 93 . 4991 m h V S = = = La cantidad de difusores será su densidad por la superficie del tanque, con lo que: Nº Difusores 999 Esta no es la cantidad definitiva porque todavía quedan por diseñar las soplantes, en todo caso se podrán colocar difusores de más, nunca de menos a los calculados en este apartado. e) Diseño de las soplantes Lo primero es hallar las presiones que tendrá la tubería en superficie y en el fondo del tanque, para saber la diferencia de presiones que debe salvar la soplante. Para ello, se deben hallar las pérdidas de carga que sufre la tubería y todos los accesorios que van asociados a ella, en las condiciones más desfavorables de funcionamiento. Los cálculos son los siguientes, . . . 33 . 10 a c m P SUP = Por estar la depuradora a nivel de mar. FILTRO VÄLVULAS DIFUSOR TUBERÏA ESTÄTICA SUP FODO h h h h h P P ∆ + ∆ + ∆ + ∆ + ∆ + = La pérdida estática corresponde con la suma del calado del reactor más 10 cm. de resguardo: m h h ESTÄTICA 1 . 5 1 . 0 5 1 . 0 = + = + = ∆ 29 Las siguientes pérdidas están tabuladas y corresponden a las condiciones más desfavorables de funcionamiento: a c m h TUBERÏA . . 15 . 0 = ∆ a c m h VÄLVULAS . . 2 . 0 = ∆ a c m h FILTRO . . 4 . 0 = ∆ La pérdida del difusor, corresponde con la del modelo de difusor que elegimos. En el catálogo aparece referenciada. El modelo elegido tiene una abertura de 7 mm. Y el valor de la pérdida lo determinamos mediante la Figura 16 del libro TFQAR : a c m h DIFUSOR . . 46 . 0 = ∆ Por tanto, la presión de fondo será: a c m P FODO . . 64 . 16 4 . 0 2 . 0 46 . 0 15 . 0 1 . 5 33 . 10 = + + + + + = La diferencia de presiones es la resta de la de fondo menos la superficial. a c m P P P SUP FODO . . 31 . 5 33 . 10 64 . 16 = − = − = ∆ milibares P 63 . 618 2 . 10 1000 81 . 5 = ⋅ = ∆ El caudal que debe suministrar la soplante es función del número de difusores por el caudal que suministra cada uno. ( ) ( ) min / 25 . 83 / 4995 / 5 999 3 3 3 m h m dif h m dif Q T = = ⋅ ⋅ = Ahora se selecciona el modelo de soplante que vamos a instalar por medio del ábaco que proporciona el fabricante, en el que se sugiere un modelo en función de la variación de presión (ΛP) en milibares y el caudal total que aporta la soplante (Qt), en metros cúbicos por minuto. El modelo que nos ofrece el ábaco del fabricante es el modelo RNB/RN 27.2 del “grupo LIGP” con las siguientes características: • milibares P 700 = ∆ • min / 1500 . vueltas motor Vel = • min / 3 . 90 3 m Q T = • Kw P 138 = Con las características del modelo elegido podemos calcular el caudal de aire que aporta la soplante (W): sg Kg sg gr kg Densidad Q W T / 81 . 1 60 min 1 1000 1 1205 3 . 90 = | ¹ | \ | ⋅ | ¹ | \ | ⋅ ⋅ = ⋅ = 30 f) Consumo energético Determinamos el caudal de diseño mediante la expresión que se muestra a continuación, teniendo en cuenta el caudal de aire que nos ofrece la soplante seleccionada. Densidad Difusores Q W MAX ⋅ ⋅ = º sg Kg W / 51 . 0 1205 999 60 / 3 . 90 = ⋅ ⋅ = Recalculamos las pérdidas de carga del difusor, otra vez mediante la Figura 16, del libro TFQAR, suponiendo una abertura del orificio de 7 mm. a c m h DIFUSOR . . 5 . 0 = ∆ a c m P FODO . . 68 . 16 4 . 0 2 . 0 5 . 0 15 . 0 1 . 5 33 . 10 = + + + + + = Ya se puede calcular la potencia que necesita la soplante y el consumo medio de operación que tendrá. 7457 . 0 1 75 1 ⋅ − | | ¹ | \ | ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = n SUP FODO P P n T R W P l Donde n y R son constantes, T1 es la temperatura a la entrada de la soplante y e, es la eficacia del conjunto motor-soplante. Kw P 47 . 31 7457 . 0 1 33 . 10 68 . 16 7 . 0 283 . 0 75 293 27 . 29 51 . 0 283 . 0 = ⋅ − | ¹ | \ | ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = día Kwh d h P medio Consumo / 755 24 17 . 32 1 24 = ⋅ = ⋅ = 31 g) Diseño de las tuberías de aireación Para el diseño de las tuberías se ha utilizado la relación de diámetros y velocidades de paso de un determinado fabricante con los siguientes valores: Ø (mm) VMAXPASO (m/sg) 25 6 75 8 100 9 250 13 300 14 400 15 600 18 1000 20 1500 38 Para la tubería donde van enganchados los difusores se ha optado que sea mm 100 = φ . Una vez fijado este valor ya podemos hallar el número definitivo de líneas y de difusores que tendrá el reactor. ( ) 89 . 50 3600 1 5 1 . 0 4 9 º 2 , = | ¹ | \ | ⋅ ⋅ = ⋅ = = sg h Q Sección V Q Q Línea Difusores UITARIO MAXpaso UITARIO TUB MAX π líneas Difusor Líneas Difusores Líneas 20 64 . 19 89 . 50 1 999 º º ≈ = ⋅ = ⋅ = difusores lineas dif Difusores 50 97 . 49 20 999 º ≈ = = difusores Difusores 1000 20 50 º = ⋅ = Ya podemos determinar los diámetros de las tuberías que aportan el aire al reactor biológico, como solo disponemos de un tanque tendremos una tubería que va desde la soplante hasta el tanque y otra que engancha con la tubería de 100 mm, antes calculada. | ¹ | \ | ⋅ = sg h Q Difusores Q MAX TUBERÏA 3600 1 º Sección Q V TUBERÏA PASO = Hay que elegir el diámetro con el cual se consigue una velocidad de paso lo inferior a la expresada en la relación de diámetros que se presentó al principio de este apartado. Los resultados obtenidos para cada tubería son los siguientes: Tubería que lleva el aire al tanque QDISEÑO (m³/sg) 1.39 VMAXPASO (m/sg) 11.05 Ø (m) 0.4 32 Tubería que engancha con la 100 mm. QDISEÑO (m³/sg) 0.69 VMAXPASO (m/sg) 9.82 Ø (m) 0.3 h) Diseño del sistema de aireación del desarenador aireado Ya sabemos las necesidades de aire que necesita el desarenador para el correcto funcionamiento. Qaire (Nm³/h) 108 Se han elegido los mismos difusores que los utilizados para el reactor biológico, con lo cual poseen las mismas características. El número de difusores lo calculamos según la siguiente fórmula: DIFUSOR AIRE Q Q Dfusores = º Qdifusor (Nm³/h) 5 Nº Difusores 22 Ahora diseñamos la soplante siguiendo la misma secuencia de cálculo que la realizada para el reactor biológico. Los resultados para las presiones de fondo y las pérdidas asociadas a ella, son los que se muestran a continuación: ΛhVÁLVULAS (m.c.a) 0.2 ΛhFILTRO (m.c.a) 0.4 ΛhESTÁTICA (m.c.a) 2.1 ΛhDIFUSOR (m.c.a) 0.46 ΛhTUBERÍA (m.c.a) 0.15 PATMOSFERICA (m.c.a) 10.33 PFONDO (m.c.a) 13.64 ΛP (mbar) 324.51 Qaire (Nm³/min) 2 Ya podemos elegir el modelo de soplante por medio del ábaco del fabricante elegido para el reactor, utilizando los valores del caudal de aire y la variación de la presión. El modelo que cumple las condiciones de caudal y de presión es el siguiente: • milibares P 400 = ∆ • min / 3000 . vueltas motor Vel = • min / 32 . 2 3 m Q T = • Kw P 138 = 33 9. DECANTADOR SECUNDARIO El proceso físico de decantación secundaria tiene la función de separar los fangos del agua que proviene del reactor biológico, por sedimentación. Los fangos quedarán en la parte inferior del depósito y el agua clarificada pasará por superficie a la desinfección por luz ultravioleta. a) Diseño Para diseñar el decantador se incluye el criterio de carga de sólidos (Csol), debido a que la sedimentación que predomina es la zonal. Además hay que tener en cuenta la carga de superficial, al igual que en el desarenador aireado. Se han escogido los valores típicos para oxidación total que, según la bibliografía, proporcionan una concentración de SS por debajo de los 30 mg/l., en el efluente del decantador secundario. Los valores son los siguientes, Cs (m³/m²·h) 0.5 CsPTA(m³/m²·h) 0.917 Csol (kg/m²·h) 1.8 CsolPTA (kg/m²·h) 3.2 Hay que tener en cuenta los valores ya calculados que se muestran: XSST (Kg/m³) 4 SSEFL(mgSS/l) 20 Ahora podemos hallar las áreas asociadas a las cargas en las diferentes condiciones de funcionamiento. Las expresiones y los resultados obtenidos son: S S C Q A A Q C = ⇒ = sol SST SST sol C X Q A A X Q C · · = ⇒ = Para la carga superficial: A,QMEDIO(m²) 186.08 AQPTA(m²) 182.33 Para la carga de sólidos: Asol,MEDIO(m²) 206.76 Asol,PTA(m²) 208.93 Ahora se elige como área mínima que tiene que tener el decantador, la máxima calculada anteriormente. Por tanto: AMIN(m²) 208.93 34 Se ha optado por colocar dos decantadores para asegurar el funcionamiento de la planta en caso de que halla algún problema en uno de los decantadores, ya que se dispone de otro para realizar la decantación de los fangos. Cada decantador tendrá la mitad del área mínima requerida. 2 46 . 104 2 93 . 208 º m n A A ES DECATADOR MIIMA UITARIA = = = m A UITARIA UITARIO 5 . 11 46 . 104 4 4 = ⋅ = ⋅ = π π φ Ahora calculamos el calado, según la recomendación que propone la EPA, es posible buscar el valor del calado que asegure la máxima economía en la instalación del decantador, según una serie de valores predefinidos. En este caso, el diámetro de cada de decantador es de 11.5 metros con lo que, el calado corresponde con el mínimo requerido. Una vez determinada la altura, podemos calcular el volumen del que dispondrá el decantador. Los valores son: H(m) 3 V (m³) 313.39 El siguiente paso el la comprobación de la carga sobre vertedero (CSV). Si supera los valores límite impuestos, se corre el riesgo de arrastrar sólidos en el efluente. La carga es función del caudal, en este caso de divide entre dos para tener en cuenta las dos unidades de las que disponemos, y de la longitud del vertedero, que coincide con el diámetro. Vertederos n L Q C SV º 2 / ⋅ = π φ ⋅ = L CsV,MEDIA 1.28 <12 CsV,PTA 2.31 <20 Cumple con los requisitos de funcionamiento, por lo que en principio no habrá problemas de arrastre de sólidos con el efluente. El siguiente valor a comprobar el tiempo de residencia hidráulico, que en caso de no cumplir, supondría correr el riesgo de tener problemas de flotación de fangos provocados por procesos de desnitrificación de los fangos. ӨMEDIO(h) 3.37 3 <θ < 5 ӨPUNTA(h) 1.88 1 <θ < 5 Los resultados indican que el tiempo de residencia cumple con los requisitos marcados, con lo que solo falta volver a determinar la carga superficial y la carga de sólidos para su comprobación. Para la carga superficial: Cs (m³/m²·h) 0.45 0.33 < Cs < 0.66 CsPTA(m³/m²·h) 0.8 0.91 < Cs < 1.33 35 Para la carga de sólidos: Csol (kg/m²·h) 1.78 1 < Csol < 3 CsolPTA (kg/m²·h) 3.20 Csol < 7 En el caso de carga superficial en condiciones punta, se corre el riesgo de no cumplir los requisitos de 20 mgSS/l, en el agua del salida del decantador secundario. Todos los demás parámetros se acercan mucho al valor óptimo para la eliminación de SS del efluente. 36 TRATAMIENTO TERCIARIO 10. DESINFECCIÓN POR LUZ ULTRAVIOLETA La desinfección del efluente tiene como objetivo principal la eliminación de los patógenos en el agua, en particular bacterias y virus, que no hallan sido eliminados por prelación, adsorción o sedimentación en las etapas anteriores. La utilización de luz ultravioleta tiene un gran rendimiento frente a los virus y es importante que el agua tenga el menor número de sólidos suspendidos, que sirven de protección a los patógenos, disminuyendo la eficacia del proceso. Se trata del último proceso al que se somete al agua de entrada a la depuradora. La desinfección por luz ultravioleta es un proceso físico basado en la transferencia de energía electromagnética desde una lámpara hasta el material celular de un organismo. Es un proceso muy económico frente a otros como la cloración o la ozonización. a) Diseño Las dosis de radiación necesaria depende de la cantidad de sólidos suspendidos que tenga el agua del efluente. Buscando la máxima eficacia y el menos coste de operación, se fijó SS=20 mgSS/l. Se ha optado por elegir el sistema de luz utravioleta, de la marca “Trojan Bank”, cuyas características las estimamos en función de la transmitancia, que en aguas residuales se suele utilizar el valor de 55% y en función de los sólidos suspendidos del efluente. Transmitancia UV(%) 55 Intensidad (μW/cm²)Año 3000 Dosis(μW·sg/cm²) 28000 En principio, necesitamos obtener el valor del caudal punta en l/sg, para poder trabajar con los datos del catálogo. Además se muestran algunas características de las lámparas que vamos a instalar. Separac.entre barras(") 3 Ø (") 0.9 QPUNTA (l/sg) 46.43 Ahora fijamos el modelo necesario utilizando el catálogo del fabricante, a partir de los requisitos que impone el caudal punta: Modelo UVM 4-64 QDISEÑO (l/sg) 65 LTOTAL(") 64 Lamp/bastidor 4 LARCO(") 58 El tiempo teórico de residencia hidráulico se obtiene de la siguiente manera: sg ensidad requerida Dosis H 33 . 9 3000 28000 int = = = θ Ahora calculamos el volumen teórico que debe tener el canal de paso del agua: 37 ( ) 3 3 43 . 0 1000 1 33 . 433 33 . 9 43 . 46 · m l m l Q V H PTA CAAL = = ⋅ = = θ El siguiente paso es determinar el número de lámparas que se necesitan, hallando primero el volumen neto por lámpara: Vlámpara lámpara Vtotal lámpara Vneto − = ARCO LAMPARA ARCO L L separación lámpara Vneto · 4 · 2 2 φ π ⋅ − = lamp pul lámpara Vneto / 10 , 485 58 9 , 0 4 58 3 3 2 2 = ⋅ ⋅ − ⋅ = π lamp pul L separación lámpara Vtotal ARCO / 522 3 2 = ⋅ = lamp pul Vneto Vtotal Vlámpara / 9 . 36 1 . 485 522 3 = − = − = Una vez definidos los volúmenes podemos saber el número de lámparas, con la siguiente expresión: Ahora determinamos el número de módulos que colocaremos en el canal. módulos módulo Lamp lámparas Modulos 14 75 . 13 4 55 / º º ≈ = = = Se debe modificar el nº de lámparas en función a la cantidad de módulos que debemos colocar: lámparas módulo Lamp Módulos lámparas 56 4 14 / º º = ⋅ = ⋅ = Finalmente, se deben recalcular los parámetros teóricos calculados anteriormente, teniendo en cuenta que los valores de diseño sean superiores a los teóricos: 3 5 45 . 0 56 10 · 639 , 1 1 , 485 º m lámparas lámpara Vneto V CAAL = ⋅ ⋅ = ⋅ = − sg Q V PTA CAAL H 59 . 9 1000 / 43 . 46 45 . 0 = = = θ La dosis real será: 2 / 23 . 28770 3000 59 . 9 cm sg W Intensidad real Dosis H ⋅ = ⋅ = ⋅ = µ θ Solo falta determinar las dimensiones del canal por donde pasará la lámina de agua que se someterá a la desinfección. lámparas ra Vnetolámpa V lámparas reactor 55 5 . 54 10 · 639 , 1 1 , 485 43 , 0 º 5 ≈ = ⋅ = = − 38 metros cm separación módulos Ancho 05 . 1 100 5 , 2 3 7 º = ⋅ ⋅ = ⋅ = metros cm módulos separación lamp longitud grupos o L 45 . 3 25 , 0 100 5 , 2 64 2 º arg = + ⋅ ⋅ = + ⋅ = 3 45 . 3 05 . 1 3 . 0 arg m o L Ancho Calado V CAAL = ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = metros cm Separación bastidor Lámparas Calado 3 . 0 100 5 . 2 3 4 / = | | ¹ | \ | ⋅ ⋅ = ⋅ = 39 TRATAMIENTO DE FANGOS 11. CARACTERIZACIÓN DEL FANGO Hay que tener en cuenta que el fango a tratar es el mismo que se recircula al reactor biológico. Anteriormente se estimó la concentración de sólidos del fango en el fondo del decantador: l SST mg X SSTr / 7000 − = El caudal de purga se halla de la siguiente manera, d m X X Q Q SST SSTF PURGA / 63 . 142 7000 86 . 998386 3 = = ∆ = Los valores de los componentes solubles ( S S , I S , H S ) coinciden con los calculados en el apartado del reactor, para la calidad del agua del decantador secundario. En cuanto a los componentes particulados, tanto para la materia orgánica como para los nutrientes, se ha supuesto que sufren una hidrólisis total en el reactor, con lo cual su concentración es despreciable. Ahora calculamos el resto de parámetros particulados y suspendidos, según las ecuaciones que se muestran, P AI HI I MED I Q X Q X Q X Q X ∆ + ∆ + ⋅ = 0 P H HP Q X Q X ∆ = P A AP Q X Q X ∆ = P SST SSTP Q X Q X ∆ = P SSV SSVP Q X Q X ∆ = P SSVo SSVP Q X Q X ⋅ = SSV SSV SSTP X X X + = ( ) P AI HI SSVBO MEDIO SSVB Q X Q X Q X Q X 42 , 1 ∆ + ∆ + ⋅ = 40 Los resultados de la caracterización del fango son los siguientes, CARACTERIZACIÓN DEL FANGO XSSTS (g/m³) 7000 QP(m³/d) 142.63 SSF (mgDQO/l) 0.86 XSF (mgDQO/l) 0.00 SIF (mgDQO/l) 70.15 XIF (mgDQO/l) 531.50 SNHF (mgN/l) 0.50 XNHF (mgN/l) 0.00 SPF (mgP/l) 1.08 XPF (mgP/l) 0.00 SNOF (mgN/l) 39.54 XHF (mgDQO/l) 1106.30 XAF (mgDQO/l) 64.80 XSSTF (mgSST/l) 7000.00 XSSVF (mgSSV/l) 2533.39 XSSNVF (mgSSNV/l) 1345.39 XSSVNBF (mgSSVNB/l) 1920.08 Ahora se debe comprobar que el fango realmente esta estabilizado, para ello tiene que cumplir los siguientes requisitos, ESTABILIZACIÓN DEL FANGO %SSV 36.19 CUMPLE <60% %SSVNB/SSV 75.79 CUMPLE >65% Eliminación SSV 51.45 CUMPLE >40% Se puede observar que se cumplen los requisitos establecidos con lo que podemos asegurar que el fango que sale del reactor biológico está completamente estabilizado más aún, teniendo en cuenta que estos cálculos no tienen en cuenta la estabilización que sufre el fango en el fondo del decantador secundario y en el espesador, hecho que mejora los porcentajes de estabilización de los lodos. 41 12. ESPESADOR DE FANGOS Hay que recordar que al trabajar en oxidación total, la cantidad de fango que sale del reactor es baja y altamente tratado, por tanto digerido, con lo que nos ahorramos el tener que diseñar una digestión, ya sea aerobia o anaerobia, con lo que simplificamos mucho la explotación de la planta. a) Diseño Los fangos que salen del decantador secundario se deben espesar antes de someterlos a deshidratación. Se ha optado por colocar un espesador por gravedad cuyo objetivo es concentrar el fango, reduciendo de esta manera el volumen a tratar. La forma de diseñar el espesador es similar a la que se utilizó para el decantador secundario, pero esta vez solo utilizaremos el caudal de purga de fangos y las cargas ,superficial y de sólidos, para la determinación del área mínima necesaria. A Q C F S = S F C Q A = A X Q C SST F sol · = sol SST F C X Q A · = Para el diseño se deben cumplir los siguientes requisitos: h m m C S ⋅ ≤ 2 3 / 45 . 0 d m Kg C SOL ⋅ ≤ 2 / 35 h h 24 12 ≤ ≤ θ m h m 4 5 . 2 ≤ ≤ As(m²) 13.21 Asol(m²) 28.53 Elegimos como área de diseño la calculada para la carga de sólidos. El resto de parámetros son los siguientes: Ø(m) 6.03 h(m) 3 Ө(h) 14.4 El tiempo de retención del fango y el calado, cumplen con los requisitos establecidos. Ahora debemos comprobar cual es la carga de sólidos y la superficial. Cs (m³/m²·h) 0.208 Csol (Kg/m²·d) 35 Se puede observar que las cargas cumplen con lo estipulado, de manera que concluye el diseño del espesador, considerando que solo se colocará una unidad. 42 b) Caracterización del sobrenadante La corriente de fangos que sale del espesador se divide en dos, una parte pasa a la deshidratación y la otra se recircula a cabecera de planta (Sobrenadante). Para determinar los caudales de cada corriente se hay que realizar un balance de entrada y salida de sólidos al espesador. Se asume que la cantidad de sólidos totales que van con el sobrenadante es despreciable, debido que dichos sólidos son menores que los entran en el influente. Para la concentración de sólidos que hay en el espesador, escogemos un valor típico para este tipo de sistemas (Xsstd=25000 mgSST/l). El balance del cual obtendremos los valores de los caudales será el siguiente, SSTD D SSTS S SSTF F X Q X Q X Q · · · + = S D F Q Q Q + = Los valores obtenidos para cada corriente, se muestran a continuación: QF(m³/d) 142.6 QD (m³/d ) 39.9 QS(m³/d) 102.7 XSSTF (mgSST/l) 7000 XSSTD (mgSST/l) 25000 XSSTS (mgSST/l) 0 Las características del sobrenadante, en base a las suposiciones realizadas, corresponde con las características de los componentes solubles con los que sale el fango del decantador secundario: CARACTERIZACIÓN DEL SOBRENADANTE XSSTS (mgSST/l) 0 QS(m³/d) 102.69 SSS (mgDQO/l) 0.86 XSS (mgDQO/l) 0 SIS (mgDQO/l) 70.15 XIS (mgDQO/l) 0 SNHS (mgN/l) 0.50 XNHS (mgN/l) 0 SPS (mgP/l) 1.08 XPS (mgP/l) 0 SNOS(mgN/l) 39.54 XHS (mgDQO/l) 0 XAS (mgDQO/l) 0 XSSVS (mgSSV/l) 0 XSSNVS(mgSSNV/l) 0 XSSVNBS (mgSSVNB/l) 0 Es necesario saber como afectan estas concentraciones solubles a la caracterización del agua de entrada, con lo que debemos recalcular los valores de los componentes. A priori, debido a que el caudal de entrada es mucho mayor al del sobrenadante, las concentraciones no variarán en gran medida. 43 Se han calculado los componentes según la siguiente relación: S Q Q S S MED S ⋅ + = 0 1 Donde S1 es el componente con el sobrenadante aplicado, So es la concentración de entrada y S la del sobrenadante. Los resultados son los siguientes: SI1 (mg/l) 74.63 SS1 (mg/l) 124.15 SNH1 (mg/l) 34.59 SP1 (mg/l) 7.61 Se aprecia que en el caso de la materia orgánica inerte y soluble, los valores aumentan, pero solo en pequeña medida. En cuanto a los nutrientes, la modificación es despreciable. Después del estudio de variabilidad de los componentes podemos aceptar los valores obtenidos para el diseño de la depuradora, a pesar de la recirculación del sobrenadante. Otra opción es juntar el sobrenadante con el efluente, debido a que las características cumplen con los requisitos de vertido. 44 13. DESHIDRATACIÓN DE FANGOS Hemos optado por realizar una deshidratación física de fangos por bombas centrifugas. a) Diseño En procesos de oxidación total se establecen los siguientes criterios: Capacidad (kgMS/h) 200-300 Polielectrolitro (gr/KgMS) 3-6 Sequedad (%) 14-22 Para la capacidad y la sequedad se escogen los valores intermedios, en el caso del polielectrolitro se a supuesto el mínimo considerado: Capacidad (kgMS/h) 250 Polielectrolitro (gr/KgMS) 3 Sequedad (%) 18 Ahora hallaremos el tiempo de funcionamiento en base a las siguientes expresiones: ( ) h KgSST h d g Kg X Q G SSTD D / 6 . 41 24 1 1000 1 25000 9 . 39 · = ⋅ | ¹ | \ | ⋅ ⋅ = = ( ) d h Capacidad G ento funcionami de Tiempo / 166 . 0 250 6 . 41 = = = La cantidad de polielectrolito que debemos añadir es la siguiente: ( ) d g G olito Polielectr olito Polielectr Cantidad / 8 . 124 6 . 41 3 = ⋅ = ⋅ = El fango que sale de las bombas tendrá una sequedad del 18% y posee unas características similares al fango que entra en el espesador. En cuanto el sobrenadante, las concentraciones son iguales a las del sobrenadante del espesador. Debido a que el caudal es todavía menor al del sobrenadante del espesado no afectará a las concentraciones de entrada de la planta, en caso de recircularlo. Las características cumplen los requisitos de vertido. 45 14. BIBLIOGRAFÍA - Tratamientos biológicos de aguas residuales. José Ferrer Polo y Aurora Seco Torrecillas. Universidad Politécnica de Valencia (UPV). 2007. - Tratamientos Físicos y Químicos de Aguas Residuales. José Ferrer Polo y Aurora Seco Torrecillas. Universidad Politécnica de Valencia (UPV). 2007 - Tratamiento de Aguas. Tomo 1, Introducción a los Tratamientos de Aguas. José Ferrer Polo y Aurora Seco Torrecillas. Universidad Politécnica de Valencia. 2008 - Ingeniería de aguas residuales. Metcalf & Eddy, Inc (2007). International Edition. 2. DATOS DE PARTIDA Los datos, a partir de los cuales realizaremos la caracterización del agua, se han calculado sustituyendo el número de clave N, en los valores del enunciado. Los resultados son los siguientes: DATOS DE PARTIDA Población (hab) 11000 N 1 Q (m³/hab*d) 0.203 DBOL (g/hab*d) 90.63 %Soluble 40.4 DQO (g/hab*d) 140.14 %Soluble 36.288 SS (g/hab*d) 68.544 %SSV 74.55 NKT (g/hab*d) 10.03 %Soluble 70 PTOTAL (g/hab*d) 2.30552 %Soluble 67 Tª (ºC) 12 fpta 1.7964 DBO5/DBOL 0.68 Se ha supuesto que la depuradora se encuentra a nivel del mar. Los requisitos de vertido que se deben cumplir, son los siguientes: REQUISITOS DE VERTIDO DBO5 (mg/l) 25 DQO (mg/l) SS (mg/l) NKT (mg/l) PTOTAL (mg/l) 125 30 4.5 2 3 3. CARACTERIZACIÓN DEL INFLUENTE Se asume que el pretratamiento del agua no elimina sólidos suspendidos, con lo que la caracterización corresponde al agua de entrada al reactor biológico. Al realizar esta determinación se trabajará el diseño del lado de la seguridad. A continuación se presentan los resultados obtenidos de todos los contaminantes que tiene el agua, en condiciones normales de funcionamiento. Para saber los valores punta basta con multiplicar el valor por el factor punta o realizar las mismas operaciones utilizando el caudal punta en vez del medio. CARACTERIZACIÓN DEL INFLUENTE QMEDIO (m³/h) 93.042 QPUNTA (m³/h) DQO (mg/l) 690.345 XS (mg/l) DQOS (mg/l) 250.512 XI (mg/l) DQOSS (mg/l) 439.832 SS (mg/l) DBOL (mg/l) 446.453 XSSV (mg/l) DBOLS (mg/l) 180.367 XSSNV (mg/l) DBOLSS (mg/l) 266.086 XSSVB (mg/l) DBO5 (mg/l) 303.588 XSSVNB (mg/l) DBO5S (mg/l) 122.650 SI (mg/l) NKT (mg/l) 49.409 PTOTAL (mg/l) SNHo (mg/l) 34.586 SPo (mg/l) XNHo (mg/l) 14.823 XPo (mg/l) 167.14 266.086 173.746 337.655 251.722 85.933 152.285 99.437 70.145 11.357 7.609 3.748 El primer paso será determinar los caudales, a partir de los datos de partida: QMED = Q( Dotación) ⋅ Población = 0.203 ⋅ 11000 = 2233 m 3 / día QMED = 93.04 m 3 / hora QPTA = f ⋅ QMED = 1.7964 ⋅ 93.04 = 167.14 m 3 / hora El siguiente paso será calcular los valores de las demandas biológicas y químicas, para las partes solubles y suspendidas. Las cuales hallaremos mediante los porcentajes que muestran los datos de partida. Las determinaremos en (mg/l) El valor de la DBO, a los cinco días, lo calculamos mediante la relación: DBO5 DBOL = 0.68 En cuanto a los componentes particulados y solubles de los sólidos presentes en el agua, para los SS, SSV y SSNV, se han calculado utilizando el porcentaje que muestra el enunciado y en el que se aprecia que la gran mayoría de sólidos se encuentran en estado volátil. Para determinar la cantidad de nutrientes que se encuentran en el agua, disponemos de los valores de nitrógeno y fósforo total además de los porcentajes solubles de cada uno. 4 El resto de componentes se han calculado según las siguientes fórmulas: X SSVB = DBOLSS ⋅ X SSV DQOSS X S = DBOLSS S I = DQOS − DBOLS S S = DBOlim sol X I = DQOtot − X S − S S − S I Por los valores obtenidos en la caracterización se puede decir que estamos ante un agua con carga contaminante media, tanto en contenido se materia orgánica como de nutrientes. También es conveniente resaltar que no se ha tenido en cuenta el agua sobrenadante procedente del espesado y la deshidratación del fango, las cuales no varían significativamente los valores antes expresados. 5 El cálculo del área mínima que debe tener el canal se realiza de la siguiente manera: • Lo primero es calcular las áreas mínimas y máximas que tiene que tener el enrejado. se disponen dos rejas con diferentes separaciones entre barrotes. funcione con la máxima efectividad.0474 • Ahora elegimos el mayor área mínima que tendrá el enrejado. en condiciones punta esta velocidad no debe sobrepasar los 1.0332 = 0. Hay que corregir el área elegida para el caso más desfavorable.6 y 1 m/sg. Para ello.PRETRATAMIENTO 4. etc.0431 0.4 m/sg. para asegurar la retención de sólidos esperada.0332 0. suponiendo una colmatación de la reja del 30% de sólidos: A 30% →  0. La velocidad de entrada del agua en las rejas es un parámetro determinante por lo que se debe controlar que esté entre 0. DESBASTE El sistema de enrejados es un proceso físico que se aplica para eliminar todos aquellos elementos sólidos que puedan ocasionar daños en los equipos de la planta.7 6 . a través del enrejado. válvulas. Además el canal de entrada debe ser cuadrado para que la distribución de dicha velocidad. que corresponde con el APTA. que son el enrejado grueso y el fino. tales como bombas.0258 APTA (m²) A (m²)70% 0. en función de las velocidades de paso: Para el caudal medio AMI = Para el caudal punta QMED VPASO MAX APTA = AMAX = QMED VPASO MI QPTA VPASO MAX Los resultados son: AMAX (m²) AMIN (m²) 0.0474 m 2 0 . 28 Espacio barrotes b (m) Nº Espacios El número de espacios se redondea a 12. se toma como altura h= 0.5 y 1 cm. Finalmente el número de barrotes corresponde a un barrote menos que el número de espacios. los valores oscilan entre los siguientes valores.5 y 2 cm. y 1 < e < 2 cm. Por tanto. se puede optar por un enrejado con sistema de limpieza mecánico para evitar las variaciones de velocidad de entrada del agua. la cual variaremos si el ancho nos da muy diferente a dicha altura. Es un elemento de protección.) h= º Espacios ⋅ metros / espacio + º Barrotes ⋅ metros / barrote Conocemos el valor de h (calculado en el siguiente apartado de rejas finas). por lo que las funciones son las mismas que las de las gruesas.18 º Barrotes ⋅ metros / barrote 11. Tenemos que escoger una separación de barrotes y un espesor. Las dimensiones del canal serán las mismas para el enrejado fino y para el grueso. Interesa que el canal sea lo más cuadrado posible.70 Ancho W (m) 0. Escogemos una separación entre barrotes (a= 5 cm). Para enrejado fino se trabaja con espesores (e) entre 0.a) Diseño Rejas Finas No son tan finas como para considerarlas tamices. W = º Espacios ⋅ metros / espacio + 0.01 a (m) 0.015 En principio. Las fórmulas utilizadas son las siguientes: Espacio entre barrotes (b) = Area Altura (h) º Espacios = b metros / espacio El número de barrotes necesarios coincide con una unidad menos. Con separación entre barrotes (a) entre 1. 5 < a < 10 cm. con lo que la relación Ancho Altura ≈ 1 . producidos cuando se realiza una limpieza manual de los residuos recogidos. además sabemos que el nº de barrotes coincide con el nº de espacios menos uno. por tanto ( NºBarrotes= 11). por otro lado el espesor del barrote será (e= 1 cm. 7 . Se muestran los valores escogidos. suponemos una altura. despejamos el nº de espacios. a la cantidad de espacios necesarios. e (m) 0. b) Diseño Rejas gruesas Se coloca como primera unidad física en la estación depuradora.27 m. Elegimos el espesor y la separación entre barrotes según los valores Standard para este tipo de rejas. Buscando la máxima igualdad entre el lado y el ancho. pero teniendo en cuenta que el caso más desfavorable corresponde con el funcionamiento de la reja a caudal punta. en función de la forma de las barras. por tanto a caudal medio. así como el sistema de alcantarillado y la situación geográfica.42 .Según tabla 1. aplicable solo a rejas limpias.609 0.1 mca.086 Las pérdidas son inferiores a 0. c) Pérdidas de carga La pérdida de carga en el desbaste con limpieza mecánica suele ser constante para un determinado flujo. Físicos y Químicos de Aguas Residuales. conociendo la separación entre barrotes se puede estimar la cantidad de sólidos recogidos a caudal medio y punta. Es posible estimar dicha pérdida. La expresión de Rischmer es la siguiente: W  h=β   b Donde: 4 3 v2 ⋅ ⋅ senθ 2⋅ g .β = 2. Se estiman gráficamente utilizando la figura 5 del libro de Tratamiento. d) Residuos recogidos La cantidad de residuos recogidos depende del tipo de enrejado. en determinadas situaciones de operación.θ = 90º . Calcularemos la pérdida para todas las condiciones. los espacios de las dos esquinas tendrán una separación con el muro de 0. VPASO MIN (m/sg) hMEDIO (m) 0.Nº Espacios 5 Nº Barrotes 4 Para ajustar el ancho. con lo que la pérdida será mayor a la calculada. libro de Trat.5 cm (m³/10^6 m³) 40 Para 5 cm (m³/10^6 m³) 5 Las expresiones utilizadas y sus resultados son los siguientes: Sólidos totales recogidos = VGRAFICO FI AS Q MEDIO 1000 8 . . Los valores calculados gráficamente son los siguientes: Para 1. aún así se considera que existe suficiente intervalo de seguridad para que se cumpla la condición.4 mca.339 0. Ángulo del enrejado con la horizontal. con lo que cumplen con la limitación de 0.027 VPASO MIN (m/sg) hPUNTA (m) 0.45 cm. según la expresión propuesta por Rischmer. Los residuos se calculan en condiciones normales de operación. Hay que tener en cuenta que la ecuación se refiere a rejas limpias. Vol.reja fina = Sol.totales − Vol.155 9 .32 Vol.165 89.reja fina (l/d) Vol.reja gruesa Sólidos Totales recogidos (l/d) 11.reja gruesa (l/d) 78.reja gruesa = VGRAFICO QMEDIO 1000 Vol. Tomamos la altura mínima de 2 metros. por tanto W=2 metros. DESARENADOR AIREADO La función principal que va tener el desarenador en la depuradora es la retención de partículas de gravas y arenas por el proceso físico de sedimentación discreta. El proceso de cálculo utilizado es el siguiente. por tanto debemos modificar el tiempo de residencia. las dimensiones de nuestro desarenador son las siguientes: Ancho (m) S (m²) 2 12 H (m) L (m) 2 6 Para determinar las cantidades de aire y arena necesarios para el correcto funcionamiento del desarenador. Mínimo (m³) 8. Sup = Vol h L= Sup W Efectivamente el volumen calculado es inferior al mínimo requerido. según la velocidad de difusión del aire.61552931 24 Finalmente.5. utilizaremos los valores expuestos en la tabla 8 del Libro de Tratamientos.3570025 final (min) Vol.3 m/sg en cualquier condición de caudal. 10 . Se incorpora la aireación del tanque que se realiza para controlar el tamaño de las partículas a retener. θ MAX = 3 min . La velocidad de salida y entrada tiene que ser superior a 0. los valores mínimos del ancho y de la longitud. Los valores obtenidos son los siguientes: max (min) Vol (m³) 3 8. según lo expuesto en la Tabla 8 del libro de Tratamientos. Es importante asegurar utilizar el caudal punta para asegurar que bajo ninguna condición las arenas o gravas puedan llegar a los elementos posteriores del tratamiento. a) Diseño Para determinar la geometría del desarenador se han tomado los valores típicos para el diseño de desarenadores aireados. cuando la velocidad es demasiado pequeña. Lo primero es fijar el tiempo de detención a caudal punta. La salida del agua debe ser en ángulo recto a la entrada. Además. por tanto si el valor es inferior tomaremos el volumen mínimo requerido. en caso de exceso de velocidad y para que no se retenga materia orgánica en el tanque. V = θ MAX ⋅ QPTA El volumen mínimo que puede tener un desarenador es de 24 m 3 . La velocidad de distribución del agua es clave para asegurar la deposición de partículas. 3 ( m3 / min⋅ m ) ⋅ 60 min ⋅ Long . El diseño de la soplante y de la cantidad de difusores necesarios para el desarenador se han calculado en el apartado 9 de esta memoria. Los valores de 0. desarenador Escogemos el valor más alto de los dos calculados para asegurar que funciona bien como desarenador.015 (l / m 3 ) ⋅ QMEDIO (m 3 / d ) QESPUMA = 25 (l / m 3 ) ⋅ QMEDIO (m 3 / d ) /1000 El 0.b) Necesidades de aire Las calcularemos en base a las siguientes expresiones: QAIRE (longitud ) = 0. desarenador 1hora QAIRE (Volumen ) = 1 ( m3 / hora ⋅ m3 ) ⋅ Vol.m³) Qaire/volumen (Nm³/h) 1 24 Por tanto. c) Residuos recogidos Caudal de arena y espumas Q ARE A = 0.015 Espuma (ml/m³) 25 QARENA(l/día) 33.495 QESPUMA(l/día) 55. el caudal de aire necesario corresponde con 108 Nm³/h. Cantidad de arena (m³/10^3m³) 0.3 y 1 corresponden a los valores típicos utilizados para desarenadotes.3 108 Qaire/volumen (Nm³/h.m) Qaire/longitud (Nm³/h) 0. Qaire/longitud (Nm³/min.825 11 .015 y el 25 corresponden con los valores típicos utilizados. 54 12 .526 mgP/l. por lo tanto: Al (necesario ) = mmolAl / mmol ⋅ Al (necesario ) = 1.98 2 Donde el peso molecular del reactivo es 342. se debe ajustar la dosificación para asegurar una cantidad de fósforo para que las bacterias puedan crecer. Para determinar la dosis óptima de coagulante sería necesario someter al agua a un Jar-Test.615 mg Al ( SO4 ) 3 / l 0.526 mgP / l 4 En la bibliografía se establece un intervalo de moles de aluminio necesarios por mol de fósforo a eliminar. PRECIPITACIÓN QUÍMICA Se trata del método que se va a utilizar para eliminar el fósforo del sistema en forma de fango. Se considera el valor de 1. Se decidió ajustar la cantidad de fósforo a eliminar a 8.997 1 Al 2 (SO4 )3 = ⋅ ⋅ 342. cuya reacción con el fósforo se expresa de la siguiente manera: Al 2 (SO4 )3 + 2 PO4 3− ↔ 2 AlPO4 + 3 SO4 2− La concentración de fosfatos que debemos eliminar se calcula de la siguiente manera: S PO = S PO4 Influente − S PO4 Re sidual 4 S PO = 9.526 − 1 = 8. ya que es muy perjudicial su vertido al medio.75.997 mgAl / l 30.86 = 12.TRATAMIENTO SECUNDARIO 6.14.14 = 82. Pmolecular ( Al ( SO4 ) )3 mg Al2 (SO4 )3 = Al (necesario) mmol Al / l ⋅ 1 ⋅ 2 mmol 12.412 mg Al ( SO4 ) 3 / l 26.526 ⋅ 26. El reactivo elegido para la precipitación es el sulfato de aluminio. Lo que supone que el fósforo en el efluente tenga una concentración de 1 mgP/l.97 respectivamente. para mantener un nivel de fósforo que permita el desarrollo de los organismos. como el sulfato que vamos a utilizar posee un 54% de pureza la dosificación necesaria es la siguiente: Al 2 (SO4 )3 = 82.86 y 30. Se ha optado realizarla en el reactor biológico.97 Donde el peso atómico del aluminio y de fósforo son 26.412 = 152.75 ⋅ Pa Al Pa P ⋅ S PO4 8. fijado en 2 mgP/l. con esto se aseguran los requisitos de las bacterias y se cumple el límite de vertido. Esta sería la cantidad de reactivo a utilizar en caso de que este fuera puro. debido a la precipitación química.615 = 76.000 mg/l y debido a la pureza ya comentada. reactivo Q Al = 340.034 m 3 / d 10. = 0.91 = 96.5 ⋅ 152.95 = 33. Consumo Alc.798 = 0.54 1000 = 340.Teniendo en cuenta que el reactivo comercial posee una concentración de 10. Dicho descenso puede provocar la inhibición del proceso biológico si el pH baja por debajo del umbral requerido. la cantidad de reactivo necesario en función del caudal será: 152.62 1000 ∆SS V = Qmed AlPO4 formado = Finalmente.307 mgCaCO 3 / l 13 .789 Kg Al ( SO ) / d 4 3 El caudal de reactivo necesario se calcula de la siguiente manera: Q Al = Al 2 ( SO4 ) 3 Conc.526 121.97 2233 34. que deben ser tenidos en cuenta en el cálculo de la producción de fangos en el reactor biológico. se debe preveer un descenso de la alcalinidad.57 30. la cantidad de sólidos generados es la siguiente: AlPO4 formado = S PO4 Pa P Pm AlPO4 = 8.000 La precipitación del fósforo en forma de fosfato de aluminio supone un incremento de la cantidad de sólidos no volátiles. Teniendo en cuenta la reacción de formación del precipitado.5 mg CaCO3 ⋅ Al 2 ( SO4 ) mg Re activo ecesario mg l = 0.615 ⋅ QMedio Al 2 (SO4 )3 = 0. tanto amonioxidantes como las nitritoxidantes. Microorganismos Heterótrofos Todos los parámetros correspondientes a la cinética de los microorganismos han sido sacados de los apuntes de la asignatura. los cuales serán retirados como fango en la purga del decantador secundario. para evitar problemas de sedimentación y compactación de fangos. Hay que tener en cuenta que con este sistema suelen haber problemas de flotación de fangos en el decantador secundario. y las autótrofas. Se ha aplicado la ecuación de Arrhenius.09 10 0. coliformes y patógenos.7. para la formación de los flóculos.07212− 20 HETERÓTROFAS Yh (gcelDQO/gDQO) μh(d-1) Ks (mgDQO/l) bh(d-1) fDH 0. teniendo en cuenta que la temperatura del agua es de 12ºC. a) Cinéticas de los microorganismos Las principales bacterias que se desarrollarán un reactor aerobio son las heterótrofas. al que no hará falta someter a digestión. Las expresiones utilizadas y los resultados obtenidos son los siguientes: µ mH = 4 ⋅ 1.072 T − 20 = 0.07212− 20 Ks + OD 10 + 2 bH = 0.6 2. por el proceso de nitrificación. como la anóxica o anaerobia no se produce la eliminación biológica de nutrientes. se obtiene un efluente de mucha calidad y un volumen bajo de fangos.2 ⋅ 1. pero siempre controlando que no haya excesos. el restante 5% son en gran mayoría protozoos. El reactor será capaz de llevar a cabo el proceso de nitrificación y eliminación de materia orgánica. La principal diferencia entre este sistema y los de mezcla completa o flujo de pistón. correspondientes al diseño de fangos activados. por lo que se deberá realizar un seguimiento exhaustivo.072 T −20 OD 2 = 4 ⋅ 1. que son vitales para la eliminación de bacterias.2 ⋅ 1. Estas bacterias forman casi el 95% de la biomasa en este tipo de reactores. es el alto tiempo de retención que es necesario aplicar al tanque.11 0. REACTOR BIOLÓGICO DE FANGOS ACTIVADOS POR OXIDACIÓN TOTAL Como nuestra depuradora tiene que soportar la dotación de una población pequeña. Las bajas cargas másicas con las que opera el sistema ocasionan una situación de competencia entre los microorganismos presentes y supone un alto tratamiento del agua. Por tanto. la elección de un proceso biológico de oxidación total es muy conveniente. que son las encargadas de eliminar la materia orgánica presente en el agua. Al no diseñar distintas etapas. También es importante la presencia de bacterias filamentosas. que son las encargadas de transformar el amonio en nitrito y las que consumen dicho nitrito que trasforman en nitrato.2 14 . 111T − 20 = 0.5 b) Concentraciones en el efluente Lo primero que debemos hacer es fijar el tiempo de retención celular. COND. Por otro lado la SNH se considera como nitrógeno Kjenldahl total soluble a la salida. lo vamos a fijar en el mínimo C =20 días. MEDIAS(mgO/l) OD.11112− 20 AUTÓTROFAS Ya (gcelDQO/gNH4) μa(d-1) KNH (mgNH4/l) ba(d-1) fDA 0. como vamos a trabajar en oxidación total. son los siguientes: OD.34 1 0.1 Las velocidades de consumo de sustrato dependen de la cantidad de oxígeno disuelto de la que dispongan los organismos. Los valores son: SS (mg/l) SNH (mgN/l) 0.50 15 .06 0.Bacterias Autótrofas µ mA = 1.24 0.86 0.111T − 20 OD 2 = 1. Las concentraciones de materia orgánica y nitrógeno en el agua de salida del reactor se calculan con las siguientes expresiones: Ss = Ks ⋅ θ −1 ⋅ bh µ mH − (θ −1 + bh) ( ) S H = K H µ mA ⋅ θ −1 ⋅ ba − (θ −1 + ba ) ( ) La SS corresponde con la DQO biodegradable soluble del efluente del reactor. Para lograr la oxidación total de la materia orgánica y la nitrificación se han fijado los valores de OD que debemos mantener en el reactor.15 ⋅ 1. COND.15 ⋅ 1.11112− 20 K H + OD 1+ 2 b A = 0. PUNTA(mgO/l) 2 1. 90 157788. Las fórmulas son las siguientes: VX H = QMED ⋅ YH ⋅ ( S TO − Ss ) θ −1 + bh Q∆X H = VX H θC Q∆X HI = f DH ⋅ bH ⋅ VX H Autótrofa También para las heterótrofas suponemos el NT0 como la suma de la parte soluble y suspendida. hecho que afecta a la proliferación de autótrofas.087 ⋅ (1 + θ C ⋅ f DH ⋅ bh) ⋅ VX H 1 + 0.72 1194.c) Biomasa producida Heterótrofa Vamos a suponer que toda la XS se hidroliza en el reactor.087 ⋅ Y A ⋅ (1 + θ C ⋅ f DA ) + θ C ⋅ ba VX A Q∆X AI = f DA ⋅ b A ⋅ VX A Q∆X A = θC Los resultados son los siguientes: VXH (gDQO) Q XH (gDQO/d) Q XHI (gDQO/d) 3155771.60 72378. por lo que ST0 es la suma de sólidos suspendidos particulados y solubles. 16 .44 9242.56 Se puede apreciar que las bacterias heterótrofas producen mucha mas biomasa que las autótrofas. Esto es debido a que las bacterias heterótrofas predominan en ambiente aerobio ante las autótrofas y en mayor medida debido a la baja temperatura del agua a tratar.12 VXA (gDQO) Q XA (gDQO/d) Q XAI (gDQO/d) 184854. Siguen las siguientes expresiones: VX A = QMED ⋅ Y A ⋅ ( TO − S H ) − 0. que es el factor de conversión de unidades entre DQO y SST. son extraídos en el fango purgado del decantador secundario. se debe aplicar al fango producido en el proceso biológico. La expresión utilizada es la siguiente: Q∆X SSV = Q∆X SSTF − Q∆X PQ − Q∆X SS V El porcentaje de fangos volátiles será un factor clave para conocer el estado de la estabilización del fango. Q∆X T = QMED ⋅ X IO + Q∆X La cantidad de sólidos suspendidos es necesario expresarla en SST.Total Biomasa total producida: Q∆X = Q∆X H + Q∆X HI + Q∆X A + Q∆X AI Fangos totales expresados en DQO. estos sólidos entran y salen del reactor biológico y posteriormente.42 Cantidad de fangos totales expresados en sólidos suspendidos totales será: Q∆X SST = QX SS V + QX SS B + iTSSBM ⋅ Q∆X Hay que tener en cuenta la proporción de sólidos proveniente de la precipitación química. el coeficiente (iTSSBM). Para ello. su valor es el siguiente: DQO 1 = iTSSBM = SST 1. por lo que los sólidos totales para el diseño del reactor son los siguientes: Q∆X SSTF = Q∆X SST + Q∆X PQ Los fangos volátiles se pueden calcular restando. los sólidos inertes que entran con el agua de entrada y los procedentes de la precipitación del fósforo. La fórmula utilizada es la siguiente: % SSV = Q∆X SSV Q∆X SST 17 . Los fangos que provienen de la precipitación química son inertes. a los calculados anteriormente. por lo que no se deben tener en cuenta. los sólidos inertes asumimos que no sufren variación ninguna después del paso del agua por el pretratamiento. Debido a que no hay decantador primario. Este volumen es el calculado. que no halla problemas en la decantación de los fangos.69 Q XSSNV 191888.13 d) Volumen del reactor Para poder hallar el volumen debemos fijar una determinada cantidad de sólidos que queremos que se mantengan en el reactor.00 Q XT(gDQO/d) 628579.86 Q XSSV (gSST/d) 361328. Bacterias Heterótrofas X H = θC ⋅ Bacterias Autótrofas Q∆X H V X HI = θ C ⋅ Q∆X HI V X A = θC ⋅ Q∆X A V X AI = θ C ⋅ Q∆X AI V 18 . El valor es de XTTS=4000 mgSST/l. como la velocidad de crecimiento y muerte de las bacterias. V = Q∆X SSTF ⋅ θC 998386.93 Q XSSVNB 222043.Los resultados son los siguientes: BIOMASA TOTAL Q X (gDQO/d) 240604.59 Q XSST (gSST/d) 923423. se ha optado un valor que asegure que se cumplan los requisitos de vertido y a su vez.86 ⋅ 20 = = 4991.44 Q XSSTF (gSST/d) 998386.37 %SSV 39. al trabajar en oxidación total podemos adoptar este valor entre ( 3000 – 6000 mg/l). teniendo en cuenta los sólidos que produce la precipitación química a la que sometemos al reactor.93 m3 X SST 4000 e) Microorganismos en el reactor La cantidad de microorganismos debe corresponderse con los parámetros cinéticos calculados anteriormente. 98 XAI(mgDQO/l) 4. Se utiliza el valor de la DBO5. el valor del parámetro calculado indica que el decantador secundario no tendrá problemas de sedimentación de fangos.MICROORGANISMOS XH (mgDQO/l) 632.17 XA(mgDQO/l) 37.79 Se puede observar que los resultados obtenidos concuerdan con los parámetros anteriores. que se ha calculado a partir del parámetro f que define la relación entre la DBOLIM y la DBO5.59 = = 0. Para hallar los sólidos totales. con lo que cumpliremos los requisitos de vertido y mejoraremos la efectividad de la desinfección. En este caso. EFL Q∆X SSTF 19 .034 KgDBO5 / KgSST ⋅ d V ⋅ X SST 4991. Carga másica Es un parámetro importante para estudiar la sedimentabilidad del fango. Teniendo en cuenta que se va a someter al agua a un proceso de desinfección ultravioleta. Los sólidos suspendidos en el efluente (SSEFL) deben tener una concentración menor de 30 mgSS/l. f) Calidad del agua del decantador secundario Para calcular la calidad del efluente obtenida tras el tratamiento biológico hay que tener en cuenta que se considera la parte soluble que sale con el agua y también lo que aportan los sólidos que pueden escapar del decantador secundario. con las siguientes expresiones: X S .93 ⋅ 4000 En la bibliografía se recomienda que la carga másica sea inferior a 0. EFL = SS EFL ⋅ Q∆X A + Q∆X H Q∆X SSTF X I . C MT = Q ⋅ DBO5 2233 ⋅ 303. EFL = SS EFL ⋅ Q∆X T − X S . a la que le afecta en gran medida la presencia de sólidos suspendidos.03 XHI(mgDQO/l) 289. en forma de DQO: S T ( DQO) = Ss + S I 0 + SS EFL ⋅ Q∆X T Q∆X SSTF También podemos calcular la cantidad de XS y XI que tendrá el agua de salida del decantador secundario.07 KgDBO5 KgSST ⋅ d . en los que las bacterias heterótrofas predominan ante las autótrofas. para procesos de oxidación total a temperaturas inferiores de 20ºC. se tomará un valor de 20 mgSS/l. 017 ⋅ Q ∆X Q PT = Sp + SS EFL ⋅ Q∆X ⋅ 0.61 1 1. con las fórmulas siguientes: X SSV = SS EFL ⋅ Q∆X SSV Q∆X SSTF X SS V = SS EFL − X SSV Para calcular los sólidos biodegradables y no biodegradables se opera de igual manera.08 20 . son las siguientes: KT = S H + SS EFL ⋅ Q∆ X H + Q∆X A ⋅ 0. Otros parámetros que hemos definido son la cantidad de sólidos volátiles y no volátiles a la salida del decantador. EFL = PT − S P + ( S P − S PO 4 ) El SPO4 es la cantidad de fósforo que vamos a eliminar por precipitación.54 9. en forma de DBO5: ST (DBO5 ) = ( X S + S S )EFL ⋅ f Las ecuaciones de cálculo de la cantidad de nutrientes. definido en el apartado correspondiente. las concentraciones se ajustan a las siguientes expresiones: Sp = PT 0 − 0. Para el fósforo sin tener en cuenta la precipitación química del mismo. son los que se muestran a continuación: ST (mgDQO/l) ST (mgDBO5/l) NKT (mgN/l) SNO (mgN/l) SP (mgP/l) PT (mgP/l) SP con precipitación(mgP/l) PT con precipitación(mgP/l) 83.017 Q∆X SSTF La precipitación del fósforo hace que en el efluente exista la concentración resultante de la siguiente ecuación: PT . La segunda corresponde a la cantidad de nitratos producidos por la oxidación del NKT.Ahora se muestran la ecuación correspondiente a la cantidad de materia orgánica biodegradable en el efluente.86 0.79 39.087 Q∆ SSTF S O =S O− + µmA Ya ⋅ S K H H +S ⋅ X A ⋅θ C H La primera para la cantidad de nitrógeno total sin considerar los nutrientes que sueltan al medio las bacterias autótrofas y heterótrofas en su “Debris”.53 9.59 2. Los resultados de la calidad del agua del decantador secundario. sino que se incorpora al crecimiento de las células y pasa al fango.5. Condiciones medias Para las bacterias heterótrofas. se estima que la concentración es de 7000 mg/l (Valor típico). g) Consumo de oxígeno Las bacterias consumen oxígeno para poder desarrollarse. Los resultados son los siguientes: RECIRCULACIÓN r 0. tanto en condiciones medias como en las puntas. el oxígeno que consumen es la resta entre lo que necesitan las bacterias para oxidar la materia orgánica y la que no es oxidada para obtener energía.85 La bibliografía recomienda que el valor de “r” se encuentre entre 0.Se ha comprobado que estos valores cumplan con los requisitos de vertido marcados en el enunciado del ejercicio.5 2 La recirculación de fangos procedentes del decantador secundario.08 DBO5 (mgDBO/l) DQO (mgDQO/l) SS (mgSS/l) NKT (mgN/l) PTOTAL (mgP/l) Relación de recirculación REQUISITOS DE VERTIDO 25 125 30 4. El caudal de purga lo determinaremos en el apartado de tratamiento de fango. para oxidación total.75-1.00 0.86 83. por tanto es importante calcular las necesidades que van a tener. se calcula a partir de la siguiente relación:  θ r = 1 −  θ C   X SST ⋅  X  SSTr − X SST Para ello es necesario conocer la concentración del fango en el fondo del decantador (XSSTr). por lo que se cumple la condición. Las determinamos en base a los parámetros ya definidos anteriormente y según la ecuación que se muestra a continuación: MOH = QMEDIO (S To − S S ) − (Q∆X H + Q∆X HI ) 21 . que aplicaremos para mantener los sólidos en el reactor. como se puede comprobar en la siguiente tabla: VALOR OBTENIDO 2.59 20. Como no disponemos de información para calcularlo.79 1. que tiene la siguiente forma: S T 0. S ToPTA = S To ⋅ f Los resultados son los siguientes: QPUNTA (m³/d) fPTA KTToPTA = KTTo ⋅ f θ PTA = V QPTA 4011. PTA − S S .087·QΛX/QMEDIO”. de los compuestos de nitrógeno. PTA + 2 µmH Yh ⋅ X H ⋅ θ PTA ) − S ToPTA ⋅ K S = 0 Dicha ecuación es el resultado de despejar la incógnita “SSPTA” en el balance de sustrato para la materia orgánica.30 MOAmed(gO2/d) 393024.76 1. PTA = µ mH YH ⋅ S S .06 MOT(gO2/d) 1028989. PTA ⋅ X H ⋅ θ PTA 22 . con lo que no modifican la concentración de microorganismos ni la debris. para determinar las necesidades de oxígeno. PTA ⋅ ( Ks − S TO .32 88.24 El valor de SSPTA lo hemos hallado resolviendo la siguiente ecuación de segundo grado: S S .57” y multiplicarlo por el balance de entradas y salidas. así como el tiempo de residencia punta.087 ⋅ Q∆X QMEDIO   − (Q∆X A + Q∆X AI )   MOT = MOH + MO A CONDICIONES MEDIAS MOHmed (gO2/d) 635965.80 SToPTA(mgDQO/d) NKToPTA(mgN/d) PTA (d) 698. del reactor biológico.  MO A = 4. A demás se añade un término que representa la fracción de nitrógeno consumido por las bacterias autótrofas y heterótrofas y que es incluido en su crecimiento “0. Primero se hallan las entradas de materia orgánica y nutrientes. PTA K S + S S . PTA + S S . Se supone que las condiciones puntas son momentáneas.Para las bacterias autótrofas se debe aplicar un factor que determina la oxidación del nitrógeno por el oxígeno “4.57 ⋅ QMEDIO  H T 0 − S   H − 0.35 Condiciones punta Debemos calcular los parámetros punta así como la producción de biomasa en estas condiciones.36 1. con las ecuaciones que se muestran: Q∆X PTA = Q PTA ⋅ ( KTToPTA − S HPTA ) ⋅ YA ⋅ (K H +S HPTA ) − µ mA ⋅ S HPTA ⋅V ⋅ X A 0.087 ⋅ S HPTA = Q∆X PTA QPTA QPTA ⋅ Y A 23 .25 Siendo “x=Sspta” SSPTA(mgDQO/d) Producción de biomasa Ya podemos hallar la producción de biomasa de las bacterias heterótrofas: Q∆X H . PTA ) − bH ⋅ V ⋅ X H Solo nos falta determinar el SNHPTA.De manera que resolvemos la siguiente ecuación: A·x²+Bx+C=0 Los valores obtenidos serán: A 1 B 2045.51 C 3. PTA = Q PTA ⋅ YH ⋅ ( S TO . así como las producciones de biomasa de las autótrofas y las totales. Para resolver las incógnitas se ha estimado un valor inicial de SNHPTA=2 mgN/l.087 ⋅ Q∆X PTA QPTA   − bA ⋅V ⋅ X A   − Q∆X APTA − b A ⋅ V ⋅ X A + QPTA ⋅ Y A ⋅ KTToPTA − QPTA ⋅ Y A ⋅ 0. luego se ha calculado el valor de producción de biomasa total.41 -6983.087 Ahora calculamos la producción de las bacterias autótrofas: Q∆X APTA = Q∆X PTA − Q∆X HPTA − Q∆X HI − Q∆X AI El último paso es calcular de nuevo la SNHPTA despejándola de la ecuación de producción de biomasa autótrofa:  Q∆X APTA = QPTA ⋅ Y A  KTToPTA − S   Despejando tenemos: HPTA − 0. PTA − S S . Necesidades de oxígeno MOHPTA = QPTA (S ToPTA − S SPTA ) − (Q∆X HPTA + Q∆X HI )  MO APTA = 4.52 24 .Por último debemos recalcularlo todo.087 ⋅ MOTPTA = MOHPTA + MO APTA Los resultados obtenidos son los siguientes: MOHPTA(gO2/d) MOAPTA(gO2/d) MOTPTA(gO2/d) 1404537. Ahora si podemos calcular las necesidades de oxígeno del reactor en condiciones extremas de funcionamiento.26 Q XPTA(gDQO/d) 1464863.09 921472.57 ⋅ QPTA  H ToPTA − S   Q∆X PTA   − (Q∆X APTA + Q∆X AI ) QPTA   HPTA − 0.44 2326009.78 El resultado nos indica que la primera estimación fue buena. se establece que el error entre los dos valores sea cero. SNHPTA(mgN/d) 2. lo que haremos será resolver en la hoja Exel aplicando la herramienta “buscar objetivo” a una casilla que corresponde a la suma de las dos SNHPTA. la estimada y la hallada mediante la última fórmula. 0) ⋅ 0.77 − 2.08 ya que se trata de condiciones estandar.024 (12− 20 ) ⋅ FMEDIAS (0.77 Suponiendo la EDAR a nivel del mar.97 ( K LA ) T = Ecuación de Arrhenius α = 0. - COR (K LA )T ⋅ (β ⋅ C S ⋅ C ) ⋅ α ⋅ V = (K LA )20º ⋅ C S ⋅ V COS V=Volumen del reactor.97 ⋅ 10. calculadas en el apartado anterior. de la siguiente forma: FPTA = 1.8. Las condiciones de oxígeno que queremos mantener en el reactor son las siguientes.7 = 0.7 Depende del tipo de aireador C S = 10.0 mgO2 / l C PU TA = 1.0 mgO2 / l Se puede simplificar el calculo del parámetro F en condiciones medias y puntas. OD=Necesidades de oxígeno del tanque. 25 .539 = 1.77 − 1.7 = 0. β = 0. SISTEMA DE AIREACIÓN DEL REACTOR Y DEL DESARENADOR Una vez definidas las necesidades de oxígeno del reactor podemos diseñar el sistema de aireación que suministrará el aire necesario para el correcto funcionamiento. Se define segúa la expresión: F= Donde.602 9. a 20ºC.08 9.08 (0. a) Parámetros de diseño El coeficiente “F”.024 (12− 20 ) ⋅ El COS lo fijamos en 9. C MEDIAS = 2.0) ⋅ 0. se utiliza para relacionar la capacidad de oxigenación en condiciones standard (COS) con la capacidad real en otras condiciones (COR).97 ⋅ 10. La aireación es un proceso físico por el que se pretende aportar el oxígeno necesario para el crecimiento de las bacterias y conseguir la turbulencia adecuada para la mezcla total de los componentes en el reactor. 23 ⋅ 1205 h MAX m3 ⋅ h 26 . debemos sacar una media para el valor de la relación entre la eficacia y el calado.Qd = Caudal unitario (m³/h·dif) .p. de trabajo del difusor y el número de discos que puede haber por metro cuadrado. .l d = Densidad de difusores (dif/m²). como el 80% de su capacidad. En el catálogo viene definido el caudal máx. por tanto: QMAX = 6.13 + 21.85 )⋅10 = 3 −2 = 0.5 ⋅ 0. .14 + 25. Los valores fueron sacados de la “figura 15” del libro de “Tratamientos Físico-Químicos de AR”.0516 Para densidad de difusores máxima( l d = 6 ) grO2 ε 0 = ⋅ 6 ⋅ 5 ⋅ 0.1205 = Densidad del aire en condiciones standard (g/m³).23 ⋅ 1205 h d d m3 ⋅ h Donde.5 m3 / h Para alargar la vida útil del difusor. no se recomienda trabajar al 100% de su capacidad.23 = Porcentaje de peso de oxígeno en el aire.A. .0. ε0 h MI (15.b) Diseño de difusores He elegido los difusores de la casa SIDERPOL S. En la figura 15 de dicho catálogo obtenemos los siguientes valores: ld MI = 1 dif / m 2 ld MAX = 6 dif / m 2 QMAX = 6. con lo cual tomaremos el caudal máximo de funcionamiento.8 = 5 m3 / h c) Oxígeno aportado por los difusores La aportación de oxígeno la calculamos con la siguiente relación: grO2 ε 0 = ⋅ l ⋅ Q ⋅ 0. Para densidad de difusores mínima ( l d = 1 ) grO2 ε 0 = ⋅ 1 ⋅ 5 ⋅ 0. - ε0 h = Relación entre la eficacia de los difusores en función del calado del reactor biológico.23 ⋅ 1205 h MI m3 ⋅ h Al no conocer el calado que va a tener el reactor. grO2 = 71. Los valores obtenidos para las necesidades del reactor. calculando las necesidades de oxígeno que tiene el tanque.45 (grO2/m³h)MAX 483.Se opera de igual forma para la relación con la densidad máxima de difusores obteniendo el siguiente resultado: ε0 h MAX = 0. son: MOT(KgO2/h) MOTPTA(KgO2/h) 43 97 MOTPTA 97 ⋅ 1000 = = 32. los valores de las capacidades máximas y mínimas de los difusores elegidos son: (grO2/m³h)MIN 71. La relación entre la eficacia de transferencia y el calado depende linealmente de la densidad de difusores. con lo que podemos definir una ecuación para obtener dicha densidad.23 grO2 / m 3 ⋅ h V ⋅ FPTA 4991.0516 ⋅ 0.0516 = 0.0581 Finalmente.0581 − 0. tomamos como valor óptimo el mínimo que nos ofrecen los difusores.00131 6 −1 ε0 h min ⋅ a ⋅ ld MI b = 0.0503 27 . ε0 Donde: h = a ⋅ ld + b ε0 a= max − 0 min h h ld MAX − ld MI b= ε a= 0. para pasarlo a condiciones standard. comprobaremos si nos sirven los difusores estudiados.45 m3 ⋅ h Una vez definida la cantidad de aire se determina la densidad de difusores necesarios para garantizar el suministro.602 El resultado es menor que la mínima aportación de los difusores estudiados por tanto.00181 ⋅ 1 = 0.93 ⋅ 0. Se utilizarán las necesidades en condiciones punta que calculamos en el último apartado del reactor biológico además de el factor punta “Fpta”.07 d) Necesidades del tanque En este apartado. expresadas en Kg/h. Utilizamos el gráfico C de la “Figura 17” del libro de “Trat. con lo que: Nº Difusores 999 Esta no es la cantidad definitiva porque todavía quedan por diseñar las soplantes. Con los 4991.” para determinar el calado del tanque en función del volumen del mismo.1 = 5.c.5 metros. como el gráfico es para aireadores superficiales. obteniendo así la densidad de difusores que debemos aplicar.812 ld 2 + 69.5 metros al calado hallado gráficamente.45 = 0 El siguiente paso es resolver la ecuación de segundo grado.Ahora sustituimos el valor de la ecuación lineal resultante en la ecuación de la cantidad de oxígeno que transfieren los difusores: grO 2 = 71. se deben hallar las pérdidas de carga que sufre la tubería y todos los accesorios que van asociados a ella.00131 ⋅ ld + 0.93 = = 998.33 m. tenemos que sumarle 0. en las condiciones más desfavorables de funcionamiento. para saber la diferencia de presiones que debe salvar la soplante. e) Diseño de las soplantes Lo primero es hallar las presiones que tendrá la tubería en superficie y en el fondo del tanque. El único valor que se puede utilizar es el siguiente: d (dif/m²) 1 Ahora podemos hallar las dimensiones que tendrá el reactor biológico. PFO DO = PSUP + ∆h ESTÄTICA + ∆h TUBERÏA + ∆h DIFUSOR + ∆h VÄLVULAS + ∆h FILTRO La pérdida estática corresponde con la suma del calado del reactor más 10 cm. Fis-Qui.39 m 2 h 5 La cantidad de difusores será su densidad por la superficie del tanque.1 = 5 + 0.23 ⋅ 1205 m3 ⋅ h La ecuación resultante será: 1.703 ⋅ ld − 71. en todo caso se podrán colocar difusores de más.a. Los cálculos son los siguientes. Para ello. También es posible hallar la superficie que tendrá el reactor.R.45 = (0. de resguardo: ∆hESTÄTICA = h + 0. A.1 m 28 . Por estar la depuradora a nivel de mar.5 = 5 m S= V 4991.5 + 0 . Los resultados son los siguientes: h = 4 .93 m³ de volumen hallados para el reactor. PSUP = 10. obtenemos que debemos tener un calado de 4.0503) ⋅ l d ⋅ 5 ⋅ 0. nunca de menos a los calculados en este apartado. 15 + 0. ∆P = PFO DO − PSUP = 16.81 Kg / sg        29 . Y el valor de la pérdida lo determinamos mediante la Figura 16 del libro TFQAR : ∆hDIFUSOR = 0.2 ∆P = 5.Las siguientes pérdidas están tabuladas y corresponden a las condiciones más desfavorables de funcionamiento: ∆hTUBERÏA = 0.a La pérdida del difusor.25 m 3 / min Ahora se selecciona el modelo de soplante que vamos a instalar por medio del ábaco que proporciona el fabricante.4 = 16.2 + 0.63 milibares 10.a ∆hVÄLVULAS = 0.46 m.a La diferencia de presiones es la resta de la de fondo menos la superficial.motor = 1500 vueltas / min QT = 90.64 m.33 = 5. en el que se sugiere un modelo en función de la variación de presión (ΛP) en milibares y el caudal total que aporta la soplante (Qt).31 m.c.a 1000 = 618.2 m.a ∆hFILTRO = 0.46 + 0.c. corresponde con la del modelo de difusor que elegimos.c.15 m.3 m3 / min P = 138 Kw Con las características del modelo elegido podemos calcular el caudal de aire que aporta la soplante (W): W = QT ⋅ Densidad = 90.33 + 5. QT = 999 (dif ) ⋅ 5 ( m 3 / h ⋅ dif = 4995 ) m 3 / h = 83.c. en metros cúbicos por minuto.4 m.a Por tanto. En el catálogo aparece referenciada.2 del “grupo LIGP” con las siguientes características: • • • • ∆P = 700 milibares Vel.1 + 0.81 ⋅ El caudal que debe suministrar la soplante es función del número de difusores por el caudal que suministra cada uno. la presión de fondo será: PFO DO = 10.c.64 − 10. El modelo elegido tiene una abertura de 7 mm. El modelo que nos ofrece el ábaco del fabricante es el modelo RNB/RN 27.3 ⋅ 1205 ⋅ 1kg  1000 gr  ⋅ 1 min 60 sg  = 1.c. 7457     Donde n y R son constantes. ∆hDIFUSOR = 0.1 + 0.2 + 0.c.68    75 ⋅ 0.3 / 60 ⋅ 999 ⋅ 1205 = 0. suponiendo una abertura del orificio de 7 mm.7  10. T1 es la temperatura a la entrada de la soplante y e.5 m.51 ⋅ 29.47 Kw   Consumo medio = P ⋅ 24h = 32. P= 0.17 ⋅ 24 = 755 Kwh / día 1d 30 . teniendo en cuenta el caudal de aire que nos ofrece la soplante seleccionada.33   0.15 + 0. W ⋅ R ⋅ T1 P= 75 ⋅ n ⋅ l  P  FO DO   PSUP  n    − 1 ⋅ 0. del libro TFQAR. W = QMAX ⋅ º Difusores ⋅ Densidad W = 90.a PFO DO = 10.283 ⋅ 0.68 m.a Ya se puede calcular la potencia que necesita la soplante y el consumo medio de operación que tendrá.51 Kg / sg Recalculamos las pérdidas de carga del difusor.33 + 5. es la eficacia del conjunto motor-soplante.7457 = 31.4 = 16. otra vez mediante la Figura 16.283  − 1 ⋅ 0.c.f) Consumo energético Determinamos el caudal de diseño mediante la expresión que se muestra a continuación.5 + 0.27 ⋅ 293  16. QTUBERÏA = º Difusores ⋅ QMAX 1h  3600 sg     V PASO = QTUBERÏA Sección Hay que elegir el diámetro con el cual se consigue una velocidad de paso lo inferior a la expresada en la relación de diámetros que se presentó al principio de este apartado. Los resultados obtenidos para cada tubería son los siguientes: Tubería que lleva el aire al tanque QDISEÑO (m³/sg) 1.89 = 49. Una vez fijado este valor ya podemos hallar el número definitivo de líneas y de difusores que tendrá el reactor.g) Diseño de las tuberías de aireación Para el diseño de las tuberías se ha utilizado la relación de diámetros y velocidades de paso de un determinado fabricante con los siguientes valores: VMAXPASO (m/sg) 6 8 9 13 14 15 18 20 38 Ø (mm) 25 75 100 250 300 400 600 1000 1500 Para la tubería donde van enganchados los difusores se ha optado que sea φ = 100 mm . antes calculada. º Difusores Línea = QMAX .TUB QU ITARIO = VMAXpaso ⋅ Sección QU ITARIO = 9⋅ π ( 4 )⋅ 0.89 º Líneas = º Difusores ⋅ Líneas 999 dif Difusor = 999 ⋅ 1 = 19. como solo disponemos de un tanque tendremos una tubería que va desde la soplante hasta el tanque y otra que engancha con la tubería de 100 mm.4 11.39 Ø (m) VMAXPASO (m/sg) 0.97 ≈ 50 difusores º Difusores = 20 lineas º Difusores = 50 ⋅ 20 = 1000 difusores Ya podemos determinar los diámetros de las tuberías que aportan el aire al reactor biológico.05 31 .1 2 51h  3600 sg     = 50.64 ≈ 20 líneas 50. c.2 0.82 h) Diseño del sistema de aireación del desarenador aireado Ya sabemos las necesidades de aire que necesita el desarenador para el correcto funcionamiento.c.33 13. El número de difusores lo calculamos según la siguiente fórmula: º Dfusores = Qdifusor (Nm³/h) 5 QAIRE QDIFUSOR Nº Difusores 22 Ahora diseñamos la soplante siguiendo la misma secuencia de cálculo que la realizada para el reactor biológico.69 Ø (m) VMAXPASO (m/sg) 0.c. utilizando los valores del caudal de aire y la variación de la presión. son los que se muestran a continuación: ΛhVÁLVULAS (m.c. El modelo que cumple las condiciones de caudal y de presión es el siguiente: • • • • ∆P = 400 milibares Vel.4 2. Qaire (Nm³/h) 108 Se han elegido los mismos difusores que los utilizados para el reactor biológico.1 0.a) ΛP (mbar) Qaire (Nm³/min) 0.a) ΛhDIFUSOR (m.15 10. Los resultados para las presiones de fondo y las pérdidas asociadas a ella.c.Tubería que engancha con la 100 mm.a) PFONDO (m.a) ΛhESTÁTICA (m.46 0.a) PATMOSFERICA (m.51 2 Ya podemos elegir el modelo de soplante por medio del ábaco del fabricante elegido para el reactor.64 324.3 9.c. QDISEÑO (m³/sg) 0. con lo cual poseen las mismas características.32 m3 / min P = 138 Kw 32 .a) ΛhFILTRO (m.a) ΛhTUBERÍA (m.motor = 3000 vueltas / min QT = 2.c. por sedimentación.76 208. en el efluente del decantador secundario.5 0. Además hay que tener en cuenta la carga de superficial.08 182.PTA(m²) 206..MEDIO(m²) Asol.93 186. Cs (m³/m²·h) CsPTA(m³/m²·h) Csol (kg/m²·h) CsolPTA (kg/m²·h) 0.2 Hay que tener en cuenta los valores ya calculados que se muestran: XSST (Kg/m³) SSEFL(mgSS/l) 4 20 Ahora podemos hallar las áreas asociadas a las cargas en las diferentes condiciones de funcionamiento. al igual que en el desarenador aireado. la máxima calculada anteriormente.QMEDIO(m²) AQPTA(m²) Para la carga de sólidos: Asol.93 33 . Se han escogido los valores típicos para oxidación total que. Las expresiones y los resultados obtenidos son: CS = Q Q ⇒ A= A CS C sol = Q X SST Q X SST ⇒ A= A C sol Para la carga superficial: A.33 Ahora se elige como área mínima que tiene que tener el decantador.9. debido a que la sedimentación que predomina es la zonal. según la bibliografía.8 3. DECANTADOR SECUNDARIO El proceso físico de decantación secundaria tiene la función de separar los fangos del agua que proviene del reactor biológico. Los valores son los siguientes. a) Diseño Para diseñar el decantador se incluye el criterio de carga de sólidos (Csol).917 1. Por tanto: AMIN(m²) 208. Los fangos quedarán en la parte inferior del depósito y el agua clarificada pasará por superficie a la desinfección por luz ultravioleta. proporcionan una concentración de SS por debajo de los 30 mg/l. es posible buscar el valor del calado que asegure la máxima economía en la instalación del decantador. La carga es función del caudal. que coincide con el diámetro. según una serie de valores predefinidos. se corre el riesgo de arrastrar sólidos en el efluente.93 = 104. ya que se dispone de otro para realizar la decantación de los fangos.66 0. con lo que solo falta volver a determinar la carga superficial y la carga de sólidos para su comprobación. Los valores son: H(m) V (m³) 3 313. AU ITARIA = AMI nº DECA 4 ⋅ AU IMA TADORES = 208. por lo que en principio no habrá problemas de arrastre de sólidos con el efluente. que en caso de no cumplir.31 L = φ ⋅π <12 <20 CsV.37 3 <θ < 5 PUNTA(h) 1.88 1 <θ < 5 Los resultados indican que el tiempo de residencia cumple con los requisitos marcados. Una vez determinada la altura. Para la carga superficial: Cs (m³/m²·h) CsPTA(m³/m²·h) 0.39 El siguiente paso el la comprobación de la carga sobre vertedero (CSV).33 < Cs < 0. y de la longitud del vertedero. podemos calcular el volumen del que dispondrá el decantador.5 metros con lo que. El siguiente valor a comprobar el tiempo de residencia hidráulico.91 < Cs < 1.45 0. según la recomendación que propone la EPA.MEDIA CsV. supondría correr el riesgo de tener problemas de flotación de fangos provocados por procesos de desnitrificación de los fangos. el diámetro de cada de decantador es de 11. Cada decantador tendrá la mitad del área mínima requerida. el calado corresponde con el mínimo requerido.PTA Cumple con los requisitos de funcionamiento. C SV = Q/2 L ⋅ n º Vertederos 1.46 = 11. MEDIO(h) 3.Se ha optado por colocar dos decantadores para asegurar el funcionamiento de la planta en caso de que halla algún problema en uno de los decantadores.33 34 . Si supera los valores límite impuestos.8 0.28 2. En este caso.5 m φU ITARIO = ITARIA π = π Ahora calculamos el calado.46 m 2 2 4 ⋅ 104. en este caso de divide entre dos para tener en cuenta las dos unidades de las que disponemos. 20 1 < Csol < 3 Csol < 7 En el caso de carga superficial en condiciones punta.78 3. en el agua del salida del decantador secundario. 35 .Para la carga de sólidos: Csol (kg/m²·h) CsolPTA (kg/m²·h) 1. se corre el riesgo de no cumplir los requisitos de 20 mgSS/l. Todos los demás parámetros se acercan mucho al valor óptimo para la eliminación de SS del efluente. 43 Ahora fijamos el modelo necesario utilizando el catálogo del fabricante. en particular bacterias y virus. a partir de los requisitos que impone el caudal punta: Modelo UVM 4-64 65 4 QDISEÑO (l/sg) Lamp/bastidor LTOTAL(") LARCO(") 64 58 El tiempo teórico de residencia hidráulico se obtiene de la siguiente manera: θH = Dosis requerida int ensidad = 28000 = 9. La desinfección por luz ultravioleta es un proceso físico basado en la transferencia de energía electromagnética desde una lámpara hasta el material celular de un organismo. Separac. para poder trabajar con los datos del catálogo. disminuyendo la eficacia del proceso. necesitamos obtener el valor del caudal punta en l/sg. DESINFECCIÓN POR LUZ ULTRAVIOLETA La desinfección del efluente tiene como objetivo principal la eliminación de los patógenos en el agua. Es un proceso muy económico frente a otros como la cloración o la ozonización. a) Diseño Las dosis de radiación necesaria depende de la cantidad de sólidos suspendidos que tenga el agua del efluente.entre barras(") Ø (") QPUNTA (l/sg) 3 0. Transmitancia UV(%) Intensidad (μW/cm²)Año Dosis(μW·sg/cm²) 55 3000 28000 En principio.33 sg 3000 36 Ahora calculamos el volumen teórico que debe tener el canal de paso del agua: . Buscando la máxima eficacia y el menos coste de operación. La utilización de luz ultravioleta tiene un gran rendimiento frente a los virus y es importante que el agua tenga el menor número de sólidos suspendidos. cuyas características las estimamos en función de la transmitancia. de la marca “Trojan Bank”. Se ha optado por elegir el sistema de luz utravioleta.TRATAMIENTO TERCIARIO 10. Además se muestran algunas características de las lámparas que vamos a instalar. que sirven de protección a los patógenos. adsorción o sedimentación en las etapas anteriores. se fijó SS=20 mgSS/l.9 46. que no hallan sido eliminados por prelación. que en aguas residuales se suele utilizar el valor de 55% y en función de los sólidos suspendidos del efluente. Se trata del último proceso al que se somete al agua de entrada a la depuradora. 639 10 −5 ⋅ 56 = 0. 37 . hallando primero el volumen neto por lámpara: Vneto lámpara = Vtotal lámpara − Vlámpara Vneto lámpara = separación 2 L ARCO − π 4 2 ⋅ φ LAMPARA L ARCO Vneto lámpara = 3 2 ⋅ 58 − π 4 Vtotal lámpara = separación 2 ⋅ L ARCO = 522 pul 3 / lamp ⋅ 0. con la siguiente expresión: º lámparas = Vreactor 0.5 ≈ 55 lámparas Vnetolámpara 485.43 = = 54.43 / 1000 Dosis real = θ H ⋅ Intensidad = 9.45 = = 9.59 sg QPTA 46.1 = 36.23 µW ⋅ sg / cm 2 Solo falta determinar las dimensiones del canal por donde pasará la lámina de agua que se someterá a la desinfección.VCA AL 3 = QPTA θ H = 46. se deben recalcular los parámetros teóricos calculados anteriormente.10 pul 3 / lamp Vlámpara = Vtotal − Vneto = 522 − 485.45 m 3 θH = La dosis real será: VCA AL 0.1 ⋅ 1.1 ⋅ 1.9 2 ⋅ 58 = 485. teniendo en cuenta que los valores de diseño sean superiores a los teóricos: VCA AL = Vneto lámpara ⋅ º lámparas = 485. º Modulos = º lámparas 55 = = 13.59 ⋅ 3000 = 28770.33 l 1 m ( 1000 l ) = 0.9 pul 3 / lamp Una vez definidos los volúmenes podemos saber el número de lámparas.75 ≈ 14 módulos Lamp / módulo 4 Se debe modificar el nº de lámparas en función a la cantidad de módulos que debemos colocar: º lámparas = º Módulos ⋅ Lamp / módulo = 14 ⋅ 4 = 56 lámparas Finalmente.639 10 −5 Ahora determinamos el número de módulos que colocaremos en el canal.43 m 3 El siguiente paso es determinar el número de lámparas que se necesitan.43 ⋅ 9.33 = 433. 3 metros    2.5 cm 100 Ancho = L arg o = º módulos ⋅ separación = 7 ⋅ 3 ⋅ = 1.3 ⋅ 1. 2.5 cm 100 + 0.25 = 3.45 metros º grupos ⋅ longitud lamp + separación módulos = 2 ⋅ 64 ⋅ VCA AL = Calado ⋅ Ancho ⋅ L arg o = 0.05 ⋅ 3.5 cm  Calado = Lámparas / bastidor ⋅ Separación = 4 ⋅ 3 ⋅   100  = 0.05 metros 2.45 = m 3 38 . 63 m 3 / d X SST 7000 Los valores de los componentes solubles ( S S . según las ecuaciones que se muestran.86 = = 142.42 39 . QPURGA = Q∆X SSTF 998386. En cuanto a los componentes particulados. se ha supuesto que sufren una hidrólisis total en el reactor. tanto para la materia orgánica como para los nutrientes. Anteriormente se estimó la concentración de sólidos del fango en el fondo del decantador: X SSTr = 7000mg − SST / l El caudal de purga se halla de la siguiente manera. con lo cual su concentración es despreciable.TRATAMIENTO DE FANGOS 11. CARACTERIZACIÓN DEL FANGO Hay que tener en cuenta que el fango a tratar es el mismo que se recircula al reactor biológico. S H ) coinciden con los calculados en el apartado del reactor. S I . XI = Q∆X H QP QMED ⋅ X I 0 + Q∆X HI + Q∆X AI QP Q∆X A QP X SSTP = Q∆X SST QP X SSVP = Q∆X SSV QP X HP = X AP = X SS VP = Q ⋅ X SS QP Vo X SSTP = X SSV + X SS V X SSV B = QMEDIO ⋅ X SSV BO + (Q∆X HI + Q∆X AI ) QP 1. Ahora calculamos el resto de parámetros particulados y suspendidos. para la calidad del agua del decantador secundario. CARACTERIZACIÓN DEL FANGO XSSTS (g/m³) 7000 QP(m³/d) 142.50 SNHF (mgN/l) 0.63 SSF (mgDQO/l) 0.50 XNHF (mgN/l) 0.79 CUMPLE Eliminación SSV 51.08 XPF (mgP/l) 0.19 CUMPLE %SSVNB/SSV 75.15 XIF (mgDQO/l) 531.54 XHF (mgDQO/l) 1106. teniendo en cuenta que estos cálculos no tienen en cuenta la estabilización que sufre el fango en el fondo del decantador secundario y en el espesador.Los resultados de la caracterización del fango son los siguientes.45 CUMPLE <60% >65% >40% Se puede observar que se cumplen los requisitos establecidos con lo que podemos asegurar que el fango que sale del reactor biológico está completamente estabilizado más aún.00 XSSVF (mgSSV/l) 2533. hecho que mejora los porcentajes de estabilización de los lodos.00 SIF (mgDQO/l) 70.39 XSSVNBF (mgSSVNB/l) 1920.08 Ahora se debe comprobar que el fango realmente esta estabilizado.80 XSSTF (mgSST/l) 7000.30 XAF (mgDQO/l) 64.00 SPF (mgP/l) 1.39 XSSNVF (mgSSNV/l) 1345. para ello tiene que cumplir los siguientes requisitos. ESTABILIZACIÓN DEL FANGO %SSV 36.00 SNOF (mgN/l) 39. 40 .86 XSF (mgDQO/l) 0. Se ha optado por colocar un espesador por gravedad cuyo objetivo es concentrar el fango. 41 .03 (h) h(m) 14. El resto de parámetros son los siguientes: Ø(m) 6. con lo que nos ahorramos el tener que diseñar una digestión. por tanto digerido. a) Diseño Los fangos que salen del decantador secundario se deben espesar antes de someterlos a deshidratación. con lo que simplificamos mucho la explotación de la planta. ESPESADOR DE FANGOS Hay que recordar que al trabajar en oxidación total. la cantidad de fango que sale del reactor es baja y altamente tratado. considerando que solo se colocará una unidad.superficial y de sólidos. ya sea aerobia o anaerobia. cumplen con los requisitos establecidos. Ahora debemos comprobar cual es la carga de sólidos y la superficial. de manera que concluye el diseño del espesador.4 3 El tiempo de retención del fango y el calado. CS = C sol QF A Q X = F SST A QF CS Q X A = F SST C sol A= Para el diseño se deben cumplir los siguientes requisitos: C S ≤ 0.21 Asol(m²) 28. pero esta vez solo utilizaremos el caudal de purga de fangos y las cargas . para la determinación del área mínima necesaria.45 m 3 / m 2 ⋅ h C SOL ≤ 35 Kg / m 2 ⋅ d 12 h ≤ θ ≤ 24 h 2.12.208 Csol (Kg/m²·d) 35 Se puede observar que las cargas cumplen con lo estipulado.53 Elegimos como área de diseño la calculada para la carga de sólidos.5 m ≤ h ≤ 4 m As(m²) 13. Cs (m³/m²·h) 0. reduciendo de esta manera el volumen a tratar. La forma de diseñar el espesador es similar a la que se utilizó para el decantador secundario. QF X SSTF = QS X SSTS + QD X SSTD Q F = Q D + QS Los valores obtenidos para cada corriente. debido que dichos sólidos son menores que los entran en el influente. con lo que debemos recalcular los valores de los componentes. El balance del cual obtendremos los valores de los caudales será el siguiente. se muestran a continuación: QF(m³/d) XSSTF (mgSST/l) 142. Para determinar los caudales de cada corriente se hay que realizar un balance de entrada y salida de sólidos al espesador.08 XPS (mgP/l) 0 SNOS(mgN/l) 39. debido a que el caudal de entrada es mucho mayor al del sobrenadante. A priori.9 25000 QS(m³/d) XSSTS (mgSST/l) 102.69 SSS (mgDQO/l) 0. una parte pasa a la deshidratación y la otra se recircula a cabecera de planta (Sobrenadante). las concentraciones no variarán en gran medida. 42 .54 XHS (mgDQO/l) 0 XAS (mgDQO/l) 0 XSSVS (mgSSV/l) 0 XSSNVS(mgSSNV/l) 0 XSSVNBS (mgSSVNB/l) 0 Es necesario saber como afectan estas concentraciones solubles a la caracterización del agua de entrada.7 0 Las características del sobrenadante. en base a las suposiciones realizadas. escogemos un valor típico para este tipo de sistemas (Xsstd=25000 mgSST/l).50 XNHS (mgN/l) 0 SPS (mgP/l) 1.15 XIS (mgDQO/l) 0 SNHS (mgN/l) 0.b) Caracterización del sobrenadante La corriente de fangos que sale del espesador se divide en dos. corresponde con las características de los componentes solubles con los que sale el fango del decantador secundario: CARACTERIZACIÓN DEL SOBRENADANTE XSSTS (mgSST/l) 0 QS(m³/d) 102.6 7000 QD (m³/d ) XSSTD (mgSST/l) 39. Se asume que la cantidad de sólidos totales que van con el sobrenadante es despreciable.86 XSS (mgDQO/l) 0 SIS (mgDQO/l) 70. Para la concentración de sólidos que hay en el espesador. Se han calculado los componentes según la siguiente relación: S1 = S 0 + QS ⋅S QMED Donde S1 es el componente con el sobrenadante aplicado. debido a que las características cumplen con los requisitos de vertido.63 124. En cuanto a los nutrientes.15 34. Después del estudio de variabilidad de los componentes podemos aceptar los valores obtenidos para el diseño de la depuradora. pero solo en pequeña medida.59 7. Los resultados son los siguientes: SI1 (mg/l) SS1 (mg/l) SNH1 (mg/l) SP1 (mg/l) 74.61 Se aprecia que en el caso de la materia orgánica inerte y soluble. 43 . So es la concentración de entrada y S la del sobrenadante. la modificación es despreciable. Otra opción es juntar el sobrenadante con el efluente. los valores aumentan. a pesar de la recirculación del sobrenadante. 6 = = 0.6 = 124.166 (h / d ) Capacidad 250 ( ) La cantidad de polielectrolito que debemos añadir es la siguiente: Cantidad Polielectrolito = Polielectrolito ⋅ G = 3 ⋅ 41.9 ⋅ 25000 ⋅ 1Kg = 41. en el caso del polielectrolitro se a supuesto el mínimo considerado: Capacidad (kgMS/h) Polielectrolitro (gr/KgMS) Sequedad (%) 250 3 18 Ahora hallaremos el tiempo de funcionamiento en base a las siguientes expresiones:  ⋅ 1d G = QD X SSTD = 39. En cuanto el sobrenadante.13. las concentraciones son iguales a las del sobrenadante del espesador. DESHIDRATACIÓN DE FANGOS Hemos optado por realizar una deshidratación física de fangos por bombas centrifugas. 44 .8 ( g / d ) El fango que sale de las bombas tendrá una sequedad del 18% y posee unas características similares al fango que entra en el espesador. Las características cumplen los requisitos de vertido. Debido a que el caudal es todavía menor al del sobrenadante del espesado no afectará a las concentraciones de entrada de la planta. a) Diseño En procesos de oxidación total se establecen los siguientes criterios: Capacidad (kgMS/h) Polielectrolitro (gr/KgMS) Sequedad (%) 200-300 3-6 14-22 Para la capacidad y la sequedad se escogen los valores intermedios.6 KgSST / h  1000 g  24h   Tiempo de funcionamiento = G 41. en caso de recircularlo. José Ferrer Polo y Aurora Seco Torrecillas. Metcalf & Eddy. Tratamientos Físicos y Químicos de Aguas Residuales. International Edition. José Ferrer Polo y Aurora Seco Torrecillas. Universidad Politécnica de Valencia (UPV). BIBLIOGRAFÍA Tratamientos biológicos de aguas residuales. Tomo 1. Introducción a los Tratamientos de Aguas.14. 2008 Ingeniería de aguas residuales. José Ferrer Polo y Aurora Seco Torrecillas. Universidad Politécnica de Valencia (UPV). Universidad Politécnica de Valencia. - - - 45 . Inc (2007). 2007 Tratamiento de Aguas. 2007.