DISEÑO DEPURADORA DE OXIDACIÓN TOTAL
Short Description
Download DISEÑO DEPURADORA DE OXIDACIÓN TOTAL...
Description
1. INTRODUCCIÓN En este trabajo se pretenden describir todos to dos 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.
2
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
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 co ntaminantes 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
Q PTA
=
f ⋅ QMED
=
93.04 m 3 / hora
= 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 c inco días, lo calculamos mediante la relación:
DBO5
DBO L
=
0.68
En cuanto a los componentes particulados y solubles de los sólidos presentes en el agua, para los SS, SSV y SSNV, SS NV, 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
=
DBO LSS ⋅ X SSV DQOSS
X S
=
DBO LSS
X I = DQOtot − X S − S S − S I
S I = DQOS − DBO LS S S
=
DBOlim sol
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
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
AMI
=
QMED V PASO MAX
AMAX
=
QMED V PASO MI
Para el caudal punta
A PTA
=
Q PTA V PASO MAX
Los resultados son:
AMAX (m²) AMIN (m²)
•
0.0431 0.0258
APTA (m²) A (m²)70%
0.0332 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:
A
30%
→
0.0332 0.7
=
0.0474 m 2
6
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 Ancho
Altura ≈
1 . 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:
Espacio entre barrotes (b) =
Area Altura(h)
º Espacios =
b metros / espacio
El número de barrotes necesarios coincide con una unidad menos, a la cantidad de espacios necesarios.
W = º Espacios ⋅ metros / espacio + º Barrotes ⋅ metros / barrote 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.)
h = º Espacios ⋅ metros / espacio + º Barrotes ⋅ metros / barrote 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 t anto, despejamos el nº de espacios.
7
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:
W h = β b
4
3
v2 ⋅ ⋅ senθ 2 ⋅ g
Donde: - β = 2.42 .Según tabla 1, libro de Trat. Físicos y Químicos de Aguas Residuales. - θ = 90º . Ángulo del enrejado con la horizontal. VPASO MIN (m/sg) hMEDIO (m)
0.339 0.027
VPASO MIN (m/sg) hPUNTA (m)
0.609 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:
Sólidos totales recogidos
QMEDIO
= V GRAFICO FIAS
1000
8
Q Vol .reja gruesa = V GRAFICO MEDIO 1000
Vol .reja fina = Sol .totales − Vol .reja gruesa
Vol.reja gruesa (l/d)
Sólidos Totales recogidos (l/d) 11.165
89.32 Vol.reja fina (l/d)
78.155
9
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, θ MAX = 3 min . 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.
V = θ MAX ⋅ Q PTA El volumen mínimo que puede tener un desarenador es de 24 m 3 , 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 m etros.
Sup =
Vol h
L =
Sup W
Efectivamente el volumen calculado es inferior al mínimo requerido, por tanto debemos modificar el tiempo de residencia. Los valores obtenidos son los siguientes: max (min)
Vol (m³)
3 8.3570025
final (min)
Vol. Mínimo (m³)
8.61552931 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.
10
b) Necesidades de aire
Las calcularemos en base a las siguientes expresiones:
Q AIRE (longitud ) = 0.3 ( m3 / min⋅ m ) ⋅
60 min 1hora
⋅ Long .
desarenado r
Q AIRE (Volumen ) = 1 ( m3 / hora ⋅ m3 ) ⋅ Vol . desarenador 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) Qaire/longitud (Nm³/h)
0.3 108
Qaire/volumen (Nm³/h.m³) Qaire/volumen (Nm³/h)
1 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
Q AREA Q ESPUMA
=
=
0.015 (l / m 3 ) ⋅ QMEDIO ( m 3 / d )
25 (l / m 3 ) ⋅ QMEDIO ( m 3 / d ) /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
11
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 8.52 6 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:
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 PO Influente − S PO Re sidual 4
4
S PO
=
4
9.526 − 1 = 8.526 mgP / l
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:
Al (necesario) = mmolAl / mmol ⋅ Al (necesario) = 1.75 ⋅
8.526 ⋅ 26.86 30.97
Pa Al ⋅ S Pa P PO
= 12.997
4
mgAl / l
Donde el peso atómico del aluminio y de fósforo son 26.86 y 30.97 respectivamente.
Al 2 (SO4 )3 = Al (necesario) mmol Al / l ⋅ 12 ⋅ Al 2 (SO4 )3
=
Pmolecular ( Al (SO4 ) )3 mg mmol
12.997 1 ⋅ ⋅ 342.14 = 82.412 mg Al ( SO4 ) 3 / l 2 26.98
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:
Al 2 (SO4 )3
=
82.412 0.54
= 152.615
mg Al ( SO4 ) 3 / l
12
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: 152.615 ⋅ QMedio
Al 2 (SO4 )3
=
1000
=
0.54
340.789 Kg Al ( SO4 ) 3 / d
El caudal de reactivo necesario se calcula de la siguiente manera:
Q Al =
Al 2 ( SO4 ) 3 Conc. reactivo
Q Al =
340.798 10.000
=
0.034 m 3 / d
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:
AlPO4 formado =
∆SSV =
S PO
4
Pa P
Pm AlPO4
=
Qmed AlPO4 formado =
8,526 30,97 2233 1000
121,95 = 33.57
34,91 = 96,62
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.
Consumo Alc. = 0.5
mg CaCO 3 mg ⋅ Al 2 ( SO 4 ) ecesario l mg Re activo
=
0.5 ⋅ 152.615 = 76.307 mgCaCO 3 / l
13
7. REACTOR BIOLÓGICO DE FANGOS ACTIVADOS POR OXIDACIÓN T OTAL 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:
µ mH
=
4 ⋅ 1,072T −20
b H
=
OD Ks + OD
0,2 ⋅ 1,072T −20
=
=
4 ⋅ 1,07212−20
2 10 + 2
0,2 ⋅ 1,07212−20
HETERÓTROFAS Yh (gcelDQO/gDQO) μh(d-1) Ks (mgDQO/l) bh(d-1) fDH
0.6 2.09 10 0.11 0.2 14
Bacterias Autótrofas
µ mA
T − 20
= 1,111
b A
=
OD 12 = 1,111 K H + OD
0,15 ⋅ 1,111T −20
=
2
− 20
1+ 2
0,15 ⋅ 1,11112− 20
AUTÓTROFAS Ya (gcelDQO/gNH4) μa(d-1) KNH (mgNH4/l) ba(d-1) fDA
0.24 0.34 1 0.06 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) OD. COND. PUNTA(mgO/l)
2 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 C =20 días.
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 ⋅ θ µ mA
− (θ
−1
−1
⋅ ba + ba )
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) SNH (mgN/l)
0.86 0.50
15
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:
VX H
=
QMED ⋅ Y H ⋅ ( S TO θ 1 + bh
− Ss )
Q∆ X H
−
Q∆ X HI
=
VX H θ C
= f DH ⋅ b H ⋅ VX H
Autótrofa También para las heterótrofas suponemos el NT0 como la suma de la parte soluble y suspendida. Siguen las siguientes expresiones:
VX A
=
QMED ⋅ Y A ⋅ ( TO
Q∆ X A
− S H ) − 0,087 ⋅ (1 + θ C ⋅ f DH ⋅ bh) ⋅ VX H
1 + 0,087 ⋅ Y A ⋅ (1 + θ C ⋅ f DA ) + θ C ⋅ ba =
VX A
Q∆ X AI
θ C
=
f DA ⋅ b A ⋅ VX A
Los resultados son los siguientes: VXH (gDQO)
3155771.90
VXA (gDQO)
184854.44
Q XH (gDQO/d)
157788.60
Q XA (gDQO/d)
9242.72
Q XHI (gDQO/d)
72378.12
Q XAI (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.
16
Total Biomasa total producida:
Q∆ X = Q∆ X H + Q∆ X HI + Q∆ X A + Q∆X AI 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.
Q∆ X T
= QMED ⋅ X IO + Q∆ X
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:
DQO SST
= iTSSBM =
1 1,42
Cantidad de fangos totales expresados en sólidos suspendidos totales será:
Q∆ X SST
=
QX SSV + QX SSB
+ iTSSBM ⋅ Q∆ X
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:
Q∆ X SSTF
=
Q∆ X SST + Q∆X PQ
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:
Q∆ X SSV
=
Q∆ X SSTF − Q∆ X PQ
− Q∆ X SSV
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: % SSV =
Q∆ X SSV Q∆ X SST
17
Los resultados son los siguientes: BIOMASA TOTAL Q X (gDQO/d) 240604.00 Q XT(gDQO/d) 628579.69 Q XSSNV 191888.93 Q XSSVNB 222043.59 Q XSST (gSST/d) 923423.44 Q XSSTF (gSST/d) 998386.86 Q XSSV (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.
V =
Q∆ X SSTF ⋅ θ C X SST
=
998386 .86 ⋅ 20 4000
=
4991 .93 m3
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
X H
= θ C ⋅
Q∆ X H V
X HI = θ C ⋅
Q∆ X HI V
Bacterias Autótrofas
X A
= θ C ⋅
Q∆ X A V
X AI = θ C ⋅
Q∆ X AI V
18
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.
C MT
=
Q ⋅ DBO5 V ⋅ X SST
=
2233 ⋅ 303.59 4991 .93 ⋅ 4000
=
0.034 KgDBO5 / KgSST ⋅ d
En la bibliografía se recomienda que la carga másica sea inferior a 0.07
KgDBO5
KgSST ⋅ d
, 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:
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, con las siguientes expresiones:
X S , EFL
=
SS EFL ⋅
Q∆ X A + Q∆ X H Q∆ X SSTF
X I , EFL
=
SS EFL ⋅
Q∆ X T Q∆ X SSTF
−
X S , EFL
19
Ahora se muestran la ecuación correspondiente a la cantidad de materia orgánica biodegradable en el efluente, en forma de DBO5:
S T ( DBO5 ) = ( X S + S S ) EFL ⋅ f Las ecuaciones de cálculo de la cantidad de nutrientes, son las siguientes:
KT = S H + SS EFL ⋅
Q∆ X H + Q∆ X A ⋅ 0.087 Q∆ SSTF
S O
=
S O
−
+
S H ⋅ X A ⋅ θ C Ya K H + S H
µ mA
⋅
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:
Q∆ X Sp = P T 0 − 0,017 ⋅ Q
P T
=
Sp + SS EFL ⋅
Q∆ X ⋅ 0,017 Q∆ X SSTF
La precipitación del fósforo hace que en el efluente exista la concentración resultante de la siguiente ecuación:
P T , EFL
= P T −
S P + ( S P − S PO 4 )
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:
X SSV
=
SS EFL ⋅
Q∆ X SSV Q∆ X SSTF
X SSV
=
SS EFL
−
X SSV
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) 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)
83.59 2.86 0.79 39.54 9.53 9.61 1 1.08
20
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:
DBO5 (mgDBO/l) DQO (mgDQO/l) SS (mgSS/l) NKT (mgN/l) PTOTAL (mgP/l)
REQUISITOS DE VERTIDO 25 125 30 4.5 2
VALOR OBTENIDO 2.86 83.59 20.00 0.79 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:
θ X SST r = 1 − ⋅ θ C X SSTr − X SST Para ello es necesario conocer la concentración del fango en el fondo del decantador (XSSTr). 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:
MO H
=
QMEDIO (S To
− S S ) − (Q∆ X H + Q∆X HI )
21
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”.
MO A
=
4.57 ⋅ QMEDIO H T 0
−
MOT
S H − 0.087 ⋅ =
Q∆ X − (Q∆ X A + Q∆X AI ) QMEDIO
MO H + MO A
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.
S ToPTA
=
S To ⋅ f
KT ToPTA = KT To ⋅ f
θ PTA
=
V Q PTA
Los resultados son los siguientes: QPUNTA (m³/d) fPTA
SToPTA(mgDQO/d) NKToPTA(mgN/d) PTA (d)
4011.36 1.80
698.32 88.76 1.24
El valor de SSPTA lo hemos hallado resolviendo la siguiente ecuación de segundo grado:
S S , PTA 2
+
S S , PTA ⋅ ( Ks − S TO, PTA
+
µ mH
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, que tiene la siguiente forma: S S , PTA µ ⋅ X H ⋅ θ PTA S T 0, PTA − S S , PTA = mH ⋅
Y H K S + S S , PTA
22
De manera que resolvemos la siguiente ecuación: A·x²+Bx+C=0
Siendo “x=Sspta”
Los valores obtenidos serán: 1
A
B
2045.51
SSPTA(mgDQO/d)
C
-6983.25
3.41
Producción de biomasa
Ya podemos hallar la producción de biomasa de las bacterias heterótrofas:
Q∆ X H , PTA
=
Q PTA ⋅ Y H ⋅ ( S TO , PTA − S S , PTA ) − b H ⋅ V ⋅ X H
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:
Q∆ X PTA
=
Q PTA ⋅ ( KT ToPTA
−
S HPTA ) ⋅ Y A ⋅ ( K H + S HPTA ) − µ mA ⋅ S HPTA ⋅ V ⋅ X A 0.087
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
=
Q PTA ⋅ Y A KT ToPTA
− S HPTA − 0.087 ⋅
Q∆ X PTA − b A ⋅ V ⋅ X A Q PTA
Despejando tenemos: − Q∆ X APTA − b A ⋅ V ⋅ X A + Q PTA ⋅ Y A ⋅ KT ToPTA − Q PTA ⋅ Y A ⋅ 0.087 ⋅
S HPTA
=
Q∆ X PTA Q PTA
Q PTA ⋅ Y A
23
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 SNHP TA, 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
Q XPTA(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
MO HPTA MO APTA
=
=
Q PTA (S ToPTA
4.57 ⋅ Q PTA H ToPTA
− S SPTA ) − (Q∆ X HPTA + Q∆X HI )
− S HPTA − 0.087 ⋅
MOTPTA
=
Q∆ X PTA − (Q∆ X APTA + Q∆X AI ) Q PTA
MO HPTA + MO APTA
Los resultados obtenidos son los siguientes: MOHPTA(gO2/d) MOAPTA(gO2/d) MOTPTA(gO2/d)
1404537.09 921472.44 2326009.52
24
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:
F =
COR ( K LA )T ⋅ ( β ⋅ C S ⋅ C ) ⋅ α ⋅ V = ( K LA )20º ⋅ C S ⋅ V COS
Donde, -
V=Volumen del reactor. OD=Necesidades de oxígeno del tanque, calculadas en el apartado anterior. β = 0.97
-
( K LA ) T = Ecuación de Arrhenius α = 0.7 Depende del tipo de aireador C S = 10.77 Suponiendo la EDAR a nivel del mar.
Las condiciones de oxígeno que queremos mantener en el reactor son las siguientes,
C MEDIAS
=
2.0 mgO2 / l
C PUTA
= 1 .0
mgO2 / l
Se puede simplificar el calculo del parámetro F en condiciones medias y puntas, de la siguiente forma: (0.97 ⋅ 10.77 − 1.0) ⋅ 0.7 = 0.602 F PTA = 1.024 (12−20 ) ⋅ 9.08 (0.97 ⋅ 10.77 − 2.0) ⋅ 0.7 = 0.539 F MEDIAS = 1.024 (12−20 ) ⋅ 9.08 El COS lo fijamos en 9.08 ya que se trata de condiciones estandar, a 20ºC.
25
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: ld MI = 1
dif / m 2
ld MAX =
6 dif / m 2
QMAX
=
6.5 m 3 / h
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: QMAX = 6.5 ⋅ 0.8 = 5 m 3 / h
c)
Oxígeno aportado por los difusores
La aportación de oxígeno la calculamos con la siguiente relación:
grO2 m3 ⋅ h
=
ε 0
h
⋅ l d ⋅ Qd ⋅ 0.23 ⋅ 1205
Donde, -
ε 0
h
= Relación entre la eficacia de los difusores en función del calado
del reactor biológico. - l d = Densidad de difusores (dif/m²). - Qd
= Caudal unitario (m³/h·dif)
- 0.23 = Porcentaje de peso de oxígeno en el aire. - 1205 = Densidad del aire en condiciones standard (g/m³).
Para densidad de difusores mínima ( l d
grO 2 m3 ⋅ h
=
= 1)
ε 0
⋅ ⋅ ⋅ ⋅ h MI 1 5 0.23 1205
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”.
ε 0
h MI
=
(15.13 + 21.14 + 25.85 ⋅10
−2
=
3
Para densidad de difusores máxima( l d
grO2 m3 ⋅ h
=
=
ε 0
0.0516
6)
⋅ ⋅ ⋅ ⋅ h MAX 6 5 0.23 1205
26
Se opera de igual forma para la relación con la densidad máxima de difusores obteniendo el siguiente resultado:
ε 0
h MAX
=
0.0581
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) MOTPTA(KgO2/h)
MOTPTA V ⋅ F PTA
=
43 97
97 ⋅ 1000
=
4991.93 ⋅ 0.602
32.23 grO2 / m 3 ⋅ h
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.
grO2 m3 ⋅ h
=
71.45
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. ε 0
h
=
a ⋅ ld + b
Donde:
ε 0
a=
max −
ε 0
h min ld MAX − ld MI
a=
b = ε 0 h min ⋅ a ⋅ ld MI
b = 0.0516 ⋅ 0.00181 ⋅ 1 = 0.0503
h
0.0581 − 0.0516 6 −1
=
0.00131
27
Ahora sustituimos el valor de la ecuación lineal resultante en la ecuación de la cantidad de oxígeno que transfieren los difusores:
grO 2 = 71.45 = (0.00131 ⋅ ld + 0.0503 ) ⋅ l d ⋅ 5 ⋅ 0.23 ⋅ 1205 m3 ⋅ h La ecuación resultante será: 1.812 ld 2
+ 69.703 ⋅ ld − 71.45 =
0
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: d (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:
h = 4.5 + 0.5 = 5 m
S =
V 4991 .93 2 = = 998.39 m 5 h
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,
P SUP = 10.33 m.c.a. Por estar la depuradora a nivel de mar. P FODO
=
P SUP
+ ∆h ESTÄTICA + ∆h TUBERÏA + ∆h DIFUSOR + ∆h VÄLVULAS + ∆h FILTRO
La pérdida estática corresponde con la suma del calado del reactor más 10 cm. de resguardo: ∆h ESTÄTICA =
h + 0.1 = 5 + 0.1 = 5.1 m 28
Las siguientes pérdidas están tabuladas y corresponden a las condiciones más desfavorables de funcionamiento: ∆hTUBERÏA =
0.15 m.c.a
∆hVÄLVULAS =
0.2 m.c.a
∆h FILTRO =
0.4 m.c.a
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 : ∆h DIFUSOR =
0.46 m.c.a
Por tanto, la presión de fondo será:
P FODO
= 10.33 + 5.1 + 0.15 + 0.46 + 0.2 + 0.4 = 16.64
m.c.a
La diferencia de presiones es la resta de la de fondo menos la superficial. ∆ P = P FODO − P SUP = 16.64 − 10.33 =
∆ P =
5.81 ⋅
1000 10.2
=
5.31 m.c.a
618.63 milibares
El caudal que debe suministrar la soplante es función del número de difusores por el caudal que suministra cada uno.
QT
=
999 (dif ) ⋅ 5 ( m 3 / h ⋅ dif ) = 4995 m 3 / h = 83.25 m 3 / min
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: •
∆ P =
•
Vel .motor = 1500 vueltas / min
•
QT = 90.3 m3 / min P = 138 Kw
•
700 milibares
Con las características del modelo elegido podemos calcular el caudal de aire que aporta la soplante (W): 1kg W = QT ⋅ Densidad = 90.3 ⋅1205 ⋅ 1000 gr ⋅ 1 min 60 sg = 1.81 Kg / sg
29
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.
W = QMAX ⋅ º Difusores ⋅ Densidad W = 90.3 / 60 ⋅ 999 ⋅ 1205 = 0.51 Kg / sg Recalculamos las pérdidas de carga del difusor, otra vez mediante la Figura 16, del libro TFQAR, suponiendo una abertura del orificio de 7 mm. ∆h DIFUSOR =
P FODO
0.5 m.c.a
= 10.33 + 5.1 + 0.15 + 0.5 + 0.2 + 0.4 = 16.68
m.c.a
Ya se puede calcular la potencia que necesita la soplante y el consumo medio de operación que tendrá.
W ⋅ R ⋅ T 1 P = 75 ⋅ n ⋅ l
n P FODO − 1 ⋅ 0.7457 P SUP
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.
P =
0.51 ⋅ 29.27 ⋅ 293 16.68
75 ⋅ 0.283 ⋅ 0.7 10.33
Consumo medio = P ⋅
24h 1d
0.283
− 1 ⋅ 0.7457 =
= 32.17 ⋅ 24 = 755
31.47 Kw
Kwh / día
30
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) 25 75
VMAXPASO (m/sg) 6 8
100 250 300 400
9 13 14 15
600 1000 1500
18 20 38
Para la tubería donde van enganchados los difusores se ha optado que sea φ = 100 mm . Una vez fijado este valor ya podemos hallar el número definitivo de líneas y de difusores que tendrá el reactor.
QMAX ,TUB º Difusores = Línea QUITARIO
V MAXpaso ⋅ Sección = QUITARIO
=
( 4 ) ⋅ 0 .1
9 ⋅ π
2
5 1h 3600 sg
=
50.89
º Líneas = º Difusores ⋅ Líneas Difusor = 999 ⋅ 150.89 = 19.64 ≈ 20 líneas º Difusores =
999 dif 20 lineas
=
49.97 ≈ 50 difusores
º Difusores = 50 ⋅ 20 = 1000 difusores 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.
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
Q DISEÑO (m³/sg)
1.39 Ø (m)
VMAXPASO (m/sg) 0.4
11.05
31
Tubería que engancha con la 100 mm.
Q DISEÑO (m³/sg)
0.69 Ø (m)
VMAXPASO (m/sg) 0.3
9.82
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:
º Dfusores = Qdifusor (Nm³/h)
Q AIRE Q DIFUSOR
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) ΛhFILTRO (m.c.a) ΛhESTÁTICA (m.c.a) ΛhDIFUSOR (m.c.a) ΛhTUBERÍA (m.c.a)
PATMOSFERICA (m.c.a) PFONDO (m.c.a) ΛP (mbar) Qaire (Nm³/min)
0.2 0.4 2.1 0.46 0.15 10.33 13.64 324.51 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: •
∆ P =
400 milibares
•
Vel .motor = 3000 vueltas / min
•
QT = 2.32 m3 / min
•
P = 138 Kw
32
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) CsPTA(m³/m²·h) Csol (kg/m²·h) CsolPTA (kg/m²·h)
0.5 0.917 1.8 3.2
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. Las expresiones y los resultados obtenidos son:
C S
=
Q Q ⇒ A = A C S
C sol =
Q X SST Q X SST ⇒ A = A C sol
Para la carga superficial:
A,QMEDIO(m²) AQPTA(m²)
186.08 182.33
Asol,MEDIO(m²) Asol,PTA(m²)
206.76 208.93
Para la carga de sólidos:
Ahora se elige como área mínima que tiene que tener el decantador, la máxima calculada anteriormente. Por tanto: AMIN(m²)
208.93 33
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.
AUITARIA
=
φ UITARIO
=
AMIIMA n º DECATADOR ES 4 ⋅ AUITARIA
π
=
=
208.93 2
= 104.46
4 ⋅ 104.46
π
= 11.5
m2
m
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) V (m³)
3 313.39
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. Q/2 C SV = L = φ ⋅ π L ⋅ nº Vertederos CsV,MEDIA CsV,PTA
1.28 2.31
View more...
Comments
