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• Belén Subía Muñoz

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10.-FANGOS ACTIVOS

CAPÍTULO 10 FANGOS ACTIVOS

Ingeniería Sanitaria y Ambiental

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10.-FANGOS ACTIVOS

P1.- Diseñar un proceso de fangos activos para un efluente primario que tiene una DBO5 de 210 mg/L y un contenido de SS de 140 mg/L. El caudal medio es de 150 m3/h y el punta es de 330 m3/h. El efluente del sistema tendrá una DBO5 ≤ 25 mg/L. Determinar la geometría del reactor en función de los sistemas de aireación que se pueden utilizar (turbinas y difusores). La temperatura del agua en el reactor se supone constante e igual a 20 ºC.

1.- Datos adoptados de funcionamiento del sistema X = 2.000 mg SSLM/L θC = 10 días Xr = 5.000 mg SSLM/L Y = 0.6 Kg SSV/Kg DBO5 -1 kd = 0.06 d a NcOx ≥ 0,85 kg O2/kg DBO5, eliminada

2.- Cálculo del volumen del reactor YQ(S 0 − S f )θ c ⇒ X(1 + θ c k d )

V= V =

c

0.6 kgSSV kgDBO 5 × 150 m 3 h × 24 h d (210 − 25 )mgDBO 5 / L × 10d

)

= 1249 m 3

Estimación de la carga másica (CM) CM =

c

(

2000mgSSLM / L 1 + 10d × 0.06d

−1

Q(S 0 − S f ) XV

=

150 × 24 (210 − 25 ) = 0.27 Kg DBO 5 /Kg SSLM/d 2000 × 1249

Comprobación del Tiempo de Retención Hidráulica (TRH) TRH(a Qm) = TRH(a Qp) =

1249 m 3 V = = 8.3 h > 4 h Qm 150 m 3 /h 1249 m 3 V = = 3.8 h > 2 h Qp 330 m 3 /h

3.- Recirculación de fangos R=

Qr X 2000 2 ≥ ≥ = Q Xr − X 5000 - 2000 3

En condiciones medias de explotación ⇒ Q r = 100 m 3 h 3

Se instalarán 4+1 bombas de 50 m /h. Con lo que la capacidad global de recirculación es de 133% de Qm en condiciones normales y 166% de Qm en condiciones extraordinarias, 3 pudiendo aportar en situaciones punta los 220 m /h necesarios. Para predimensionar la potencia instalada se considera una altura de bombeo de 2 a 3 m.c.a..

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4.- Producción de fangos Pf = Pfa Q(S 0 − S f ) Se toma Pfa = 0.9 Pf = 0.9

kg SS (de tabla de diseño de fangos activos convencionales) kg DBO 5

mgDBO 5,e lim kg SS kg × L h m3 × 150 × 24 × (210 − 25) × 10 −3 = 600 kgSS / d L d h kg DBO 5,e lim mg × m 3

Caudal de fango purgado si se realiza desde la línea de recirculación 600 Kg SS/d Pf = Q W Xr ⇒ Q W = = 120 m3 /d 3 5 Kg SS/m Caudal de fango purgado si se realiza desde el reactor 600 Kg SS/d = 300 m3 /d Pf = Q 'W X ⇒ Q 'W = 2 Kg SS/m3

5.- Necesidades de oxígeno (NcOx) NcOx = NcOx a Q(S 0 − S f ) NcOx = 0.85

mgDBO 5 1 kg0 2 kg × L m3 × 150 × (210 − 25 ) = 23.6 kgO 2 /h L 1000 mg × m 3 h kgDBO 5eliminada

Necesidades punta: Cp (por DBO5) = 1.5 Cp (por caudal) = 2.2 (= 330/150) Factor de reducción de punta (0.7) NcOx

punta

=23.6 x 1.5 x 2.2 x 0.7 = 54.52 kgO2/h

6.- Sistema de oxigenación (a) Turbinas Características generales Rendimiento de transferencia de oxígeno (60%) Aportación específica de oxígeno (2kgO2/kWh) Rendimiento del motor de las turbinas (90%)

c

Diseño Capacidad de oxigenación de las turbinas, capaces de satisfacer las necesidades punta NcOx

c c

punta

/rendimiento=54.5 kgO2/0.6 =90.86 kgO2/h

Potencia de las turbinas 90.86kgO 2 / h = 45.4kW Pt = 2kgO 2 / kWh Potencia suministrada a los motores de las turbinas P 1 CV 45.4kW = 50.4kW × = 68.63CV Pm = t = η 0.735 kW 0.9 Por lo que se recomienda la instalación de 3 turbinas de 25 CV

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c

Energía de mezclado Potencia instalada = Volumen reactor

kW 1000 W × CV kW = 44 W / m 3 > 20 W / m 3 3 1249m

75CV × 0.735

(b) Difusores Características generales de los difusores de burbuja fina Rendimiento de transferencia de oxígeno (12%) 3 Contenido de oxígeno en el aire (0.286kgO2/m deaire) 3 3 Energía de mezclado 2m /h.m reactor Diseño

c c c

Oxígeno que se debe suministrar punta /rendimiento=54.5 kgO2/0.12=454.2 kgO2/h NcOx Caudal de aire necesario 454 .2kgO 2 / h = 1588m 3 aire / h 0.286kgO 2 / m 3 aire Energía de mezclado necesaria 3 3 3 3 2 m aire/h/m reactor x 1.249 m =2498m aire/h 3

Se instalarían dos soplantes de 1250 m aire/h y una de reserva

7.- Geometría del reactor (a) Turbinas

c c

Volumen unitario de cada uno de los tres depósitos prismáticos de base cuadrada 3 3 Vunitario = 1249 m /3 =416.33 m Se recomienda la relación entre lado y calado entre 2.5 y 5, se adopta l/h=3 3 Vunitario=9h h=3.6m, con un resguardo de 50cm htotal =3.6+0.5=4.1m l=

416 .33m 3 = 10.8m ≈ 11m 3.6m

(b) Difusores Características Ancho=2xcalado Calado=5m Resguardo=30cm l arg o =

1249m 3 = 25m 5m × 10m

Solución : 1 canal de 10 x (5 + 0.3) x 25 m

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P2.- Se pretende poner en marcha (arrancar) un proceso de fangos activos, para cuyo funcionamiento adecuado es necesario alcanzar una concentración de MLSSV de 2000 mg/l. Se plantea como estrategia no purgar fango en exceso hasta que se haya obtenido la concentración de biomasa indicada. ¿Qué tiempo se tardará en este arranque del proceso?. DATOS e HIPOTESIS: - Suponer 100 % de retención de biomasa en el decantador secundario. - Suponer que la DBO del agua residual afluente es toda ella disuelta. - Suponer que la concentración de biomasa del agua residual afluente es despreciable. - Suponer que se hace una siembra en el reactor consiguiéndose una concentración inicial de biomasa de 50 mg/l SSV. - Suponer que durante todo el período de arranque la concentración de substrato se mantiene por encima de 20 mg/l DBO ( S > 20 mg/l DBO5 ). - Parámetros biocinéticos: (correspondientes al agua residual tratada, y expresados en SSV, DBO5 y d-1). - Y = 0.65 K = 0.6 a = 0.6 Ks = 0.01 mg/l b = 0.3 - Kd = 0.1

Del modelo biocinético las variables esenciales vienen expresadas de la siguiente manera:

c

c c

Velocidad de eliminación de substrato dS KXS = Mediante la ecuación de Monod, = KX dt K s + S en este caso, como el substrato se mantiene por encima de 20mg/l, S>> Ks = 0.01, se desprecia Ks. Velocidad de crecimiento de la biomasa dX  dS  = Y - K d X Según Heukelekian: dt  dt  Balance de masa en el sistema Para calcular el aumento de biomasa en el reactor de volumen “V” se puede realizar un balance de fangos (biomasa) en el sistema, quedando: dX ∆X = QX 0 + V − QX e − Pf dt Como la biomasa afluente es despreciable: X0=0 Como el decantador secundario retiene todos los sólidos: Xe=0 Como no se purgan fangos: Pf=0 dX Por tanto, ∆X = V dt Utilizando las expresiones de Monod y Heukelekian resulta: ∆X = V

 dS  = V Y - K d X = V [YKX − K d ] = VX( YK − K d ) dt  dt 

dX

de donde

dX = ( YK - K d ) dt X

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integrando: X

ln X X = (Y K - K d ) t ⇒ 0

X = e( Y K - Kd ) t X0

con lo que el período de arranque dura: X 2000 mg/L ln X0 50 mg/L = t= =12.72 días YK - K d 0.65 × 0.6 d -1 − 0.1 d -1 ln

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P3.- Un proceso de fangos activos tiene las siguientes características: Volumen reactor Aireación - Eficiencia real difusores - Soplantes - Caudal unitario Purga de fangos (se realiza en el reactor) - Caudal Decantador secundario Recirculación

500 m3 Difusores burbuja fina 15% 1+1 800 m3/h 26 m3/d Suficiente 4 x 25 m3/h

Para el actual afluente, con un caudal de 600 m3/d y una carga de DBO de 200 kg/d, se han detectado los siguientes problemas: - Olores en la cuba - Rendimiento eliminación DBO disuelta: 90% - Rendimiento eliminación DBO total: 70-80% ¿Es explicable esta situación?

1.- Estimación de la Carga Másica C arg a diaria DBO 200 kgDBO/d = = V⋅X 500 m 3 ⋅ X kgDBO 400 CM= X (mg / l) kgSSLM ⋅ d CM=

0.4

kgDBO

3 d ⋅ m 3 10 3 mg ⋅ m X(mg / l) kg ⋅ l

Para unas concentraciones de SS en un rango entre (1500 y 3500mg/l) resultan los siguientes valores de la carga másica: X=1500mg/l ⇒

CM=0.27kgDBO/kgSSLM.d

X=3500mg/l ⇒

CM=0.11kgDBO/kgSSLM.d

Ambos resultan superiores al máximo valor admisible en procesos de baja carga, que es 0.1. Pero para valores normales de X (1500 a 3500), la carga másica se sitúan en valores entre 0.27 y 0.11, no alcanzando ocasionalmente los valores adecuados para funcionamiento en media carga (0.2-0.5).

2.- Cálculo del Tiempo de Retención Celular Al realizarse la purga de fangos desde el reactor (X=Xr), el tiempo de retención celular será: TRC=

V· X V 500 m 3 = = 19.2 días = Q w· X r Q W 26 m 3 / d

siendo QW el caudal de purga desde el reactor. Como se aprecia, el tiempo de retención celular es muy elevado para ser media carga (>15 días) y algo escaso para baja carga, ya que no se superan los 20 días de TRC.

3.- Tiempo de retención hidraúlico

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TRH=

V

=

500 m

3

3

Q 600 m / d prolongada).

= 0.83 días =20

h 24h ⇒ VÁLIDO TRH= = Q 104 m 3 / h Potencia 80 CV × 0.735 kW/CV = = 20.2W/m 3 > 20W/m 3 ⇒VÁLIDO V 2907 m 3 Sin embargo, no serían suficientes tres turbinas de 25CV. Energía de mezcla=

C.V.=

Carga T 750 kg/d = = 0.26 kg/m 3 ⋅ d < 0.3kg / m 3 ⋅ d ⇒ VÁLIDO V 2907 m 3

6.- Diseño del decantador secundario

c

Superficie necesaria - por limitación de la velocidad ascensional

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Qm Qm 100 m 3 / h < 0.5 m/h ⇒ S h > = = 200 m 2 Sh 0.5 m/h 0.5 m/h Qp Sh

Qp

< 0.9 m/h ⇒ S h >

0.9 m/h

=

100 × 2.4 m 3 / h = 267 m 2 0.9 m/h

- por limitación de la carga superficial o carga de sólidos (Q m + Q r ) X (Q m + Q r )X kg = < 2.5 2 ⇒ Sh > kg Sh m ⋅h 2.5 2 m ⋅h (Q p + Q rp )X Sh

< 4.5

kg m ⋅h 2

⇒ Sh >

(Q p + Q rp )X 5

kg

(100 + 50)

kg ⋅ l mg m3 × 2600 × 10 −3 h l mg ⋅ m 3 1.8 kg/m ⋅ h 2

(240 + 120) =

= 217m 2

kg.l mg m3 × 2600 × 10 −3 h l mg.m 3 3.2 kg/m ⋅ h 2

m2 ⋅ h 2

Como mínimo la superficie debe ser 292.5 m , que supone un diámetro de: φ=

c

4 × 292 .5 m 2 2 = 19.3 ≅ 20 m , con lo que resulta una superficie de 314 m π

Volumen A Qm TRH>3h TRH =

V V = > 3h ⇒ V > 300m 3 Q m 100m 3 / h

Adoptando una altura de 1.7m, incluyendo el resguardo, obtenemos un volumen suficiente

c

Carga sobre vertedero Carga sobre vertedero=

Q Longitud del vertedero

A Qm

m3 100m 3 / h = 1.6 < 12 VÁLIDO h⋅m 2π10m

A QP

m3 240m 3 / h = 3.8 < 20 VÁLIDO h⋅m 2π10m

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= 292.5 m 2

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P5.- Un proceso real de fangos activos tiene las características físicas y funcionales que se indican: DATOS: Caudal afluente de agua a tratar DBO5 afluente al proceso Volumen del reactor X Recirculación Número de bombas Caudal unitario Decantador secundario Diámetro

1.440 m3/día 300 mg/l 1.500 m3 3.000 mg/l MLSS 1 60 m3/h 11 m

En el futuro se pretende incorporar un nuevo vertido, del doble de caudal que el actual pero de iguales características, con lo que la depuradora debería tratar el triple del caudal actual.

-

Se pide: ¿Será obligatorio cambiar o aumentar el depósito del reactor? ¿Será obligatorio cambiar o aumentar el decantador secundario?


  



 

 



 

El caudal a tratar con la modificación futura será: 3

3

3

Q=3x1440 m /día=4320 m /día=180 m /h

1.- Estudio de la capacidad del reactor Suponiendo que se consigue alcanzar la concentración de 3000 mg/L de SSLM, la carga másica con el nuevo caudal será: mg m3 × 300 día L = 0.288 kg DBO 5 CM = mg kg SSLM·día 1500m 3 × 3000 L 4320

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kg DBO 5 ), si kg SSLM·día bien convendría bajar la concentración de SSLM en el reactor (X), aumentando la purga de fangos, para ajustarse mejor al valor de la carga másica de funcionamiento óptimo del proceso.

Este valor sitúa el proceso como convencional de media carga (0.3-0.5

No es necesario modificar las dimensiones del reactor.

2.- Estudio del comportamiento de la decantación secundaria

c

Comprobación de la velocidad ascensional m3 180 h = 1.89 m Vasc (Q m ) = h π·112 4 Este valor es superior a los 0.8 m/h de diseño de la decantación secundaria para procesos de media carga, por tanto es necesaria más superficie de decantación.

c

Cálculo de la carga de sólidos (CS) suponiendo que no se modifica la recirculación 3 3  180 m + 60 m  h h 

  × 3000 mg × 10 −6 kg × 10 3 L  L mg m3 kg SS  CS = = 7.58 2 2 π·11 m ·h 4 kg SS Este valor es superior a los 4 de diseño, por lo que se necesita más superficie de m 2 ·h decantación. Para que la decantación secundaria funcione correctamente es necesario aumentar el área de decantación, aproximadamente, 2.4 veces (1.89/2.4=0.79 = CM= VX CMX

240 kgDBO 5 / d 3 =24000 m kgDBO 5 mg -3 kg ⋅ L × 100 × 10 0.1 kgSSLM ⋅ d L mg ⋅ m 3

Tiempo de Retención Hidráulico 3 V 24000 m = TRH= =25 d > 24h 3 Qa 960 m / d El volumen es adecuado, resulta mucho mayor que el recomendado para procesos de aireación prolongada a causa de la baja concentración de biomasa.

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P8.- Un proceso de fangos activos tiene las siguientes características: Caudal medio 60 m3/h Caudal punta 120 m3/h 200 mg/l DBO5 Volumen del reactor 700m3 Superficie del decantador secundario 100 m2 Recirculación 1+1 bombas Caudal de cada bomba 45m3/h Concentración de SSLM en la recirculación 8.000 mg/l Una turbina con 20 CV de potencia Se pide: - Carga másica del proceso - Tipo de proceso. - ¿Es suficiente con la turbina indicada para el buen funcionamiento del proceso?

1.-Cálculo de la carga másica

c c

Caudal diario de tratamiento 3 3 Qd =60 m /h x 24 h/d=1440 m /d Biomasa La concentración de SS en el licor mezcla (MLSS) depende de la capacidad de concentración de la biomasa en el fondo del decantador secundario, Xr, la cual interesa que sea máxima (normalmente toma un valor menor a 8000 mg/l en ARU). QrXr=(Q+Qr)X Q X 45 m 3 /h × 8000 mg/L =3000 mg/L ( 20 700 m 3 La turbina instalada sí es capaz de proporcionar la energía necesaria para la mezcla.

3.- Diagnóstico Hay que cambiar la turbina por otra de potencia superior, capaz de suministrar 22.8 kg O2 en condiciones reales, para conseguir el aporte de oxígeno necesario. Parece que el caudal de vertido ha aumentado, sobrecargando el proceso y dejándolo algo pequeño.

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P9.-Diseñar un proceso de fangos activos para un efluente primario que tiene una DBO5 de 210 mg/L y un contenido de SS de 140 mg/L. El caudal medio es de 150 m3/h y el punta es de 330 m3/h. El efluente del sistema deberá tener una DBO5 ≤ 25 mg/L. Características del sistema X θC Xr Y kd Relación SSV/SS en el afluente SSV no biodegradables en el afluente SSV en la biomasa

2000 mg SSLM/L 10 días 8000 mg SSLM/L 0.6 kg SSV/Kg DBO5 0.06 d-1 75% 40% SSV 90%

1.- Cálculo del volumen del reactor

c

Determinación de la carga másica 1 Sabiendo que: YCM − k d = θc Po lo tanto, la carga másica eliminada según el diseño será:  1 1 kg DBO 5e  1  1 CM e =  + k d  ⇒ CM e =  + 0.06  × = 0.267 kg SSVLM·día  10  0.6  θc Y y expresándolo en la forma tradicional, la carga másica introducida será: DBO 5i SSVLM × CM = CM e × DBO 5 e SSLM CM = 0.267

kg DBO 5i kgDBO 5e mgDBO 5i SSVLM 210 × × 0.9 = 0.27 SSLM kgSSVLM 210 − 25 mgDBO 5 e kg SSLM·día

Por otra parte, como: CM e =

Q(S − S 0 ) VX

⇒

V=

Q· (S − S 0 ) CM e X

kg ⋅ L mg h m3 × 24 × (210 − 25 ) × 10 −3 d L h mg ⋅ m 3 = 1386 m 3 V = kgDBO 5 e mgSSLM SSVLM -3 kg ⋅ L × 2000 × 0.9 × 10 0.267 L SSLM kgSSVLM ⋅ d mg ⋅ m 3 150

c

Comprobación del Tiempo de Retención Hidráulico (TRH) TRH ( Qm ) =

1386 m 3 V = = 9.24 h > 4 h Qm 150 m 3 / h

TRH( Qp ) =

1386 m 3 V = = 4.2 h > 2 h Qp 330 m 3 / h

2.- Diseño de la recirculación de fangos

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R ≥

X 2000 1 ≥ = (33%) Xr − X 8000 - 2000 3 3

Solución: 2 + 1 bombas de 50 m /h (Capacidad global 100 % de recirculación) h de bombeo : 2 - 3 m.c.a.

3.- Producción de fangos

c

Método 1 Pf = Pfa Q(S 0 − S f ) Siendo: Pfa = Producción específica de fangos kg SS para fangos activos convencionales de media carga. kg DBO 5 eliminados

Pfa = 0.9

Este valor corresponde al máximo esperado de fangos e incluye no sólo las células formadas sino también los sólidos afluentes eliminados en el decantador secundario. Pf = 0.9

c

mgDBO 5e kgSS kgSS kg ⋅ L h m3 × 150 × 24 × (210 − 25 ) × 10 −3 = 600 3 d L d h kgDBO 5 e mg ⋅ m

Método 2 A partir del tiempo de retención celular: Producción de biomasa: PB =

V· X 1386 m 3 × 2000 mg SS/L × 10 -6 kg / mg × 10 3 L / m 3 = = 277 .2 kg SS/día θc 10 días

Fango procedente de los sólidos del afluente: Sólo los sólidos suspendidos volátiles biodegradables producirán biomasa y ya están considerados en el cálculo anterior. Por lo tanto habrá que tener en cuenta los sólidos suspendidos fijos y los volátiles no biodegradables. Pss = QSS 0 (%SSF + %SSVNB ) Pss = 150

mg kg ⋅ L m3 h × 24 ×·140 ×·( 0.25 + 0.75· ×0.4) × 10 −3 = 277.2 kg SS/día h d L mg ⋅ m 3

Por tanto la producción total de fangos será: PF = PB + PSS = 277 .2 + 277 .2 = 554 .4 kg SS/día Esta cantidad es menor que la calculada anteriormente. Esta es la producción total de fangos que será extraída por la purga de fangos y por el efluente. El caso más desfavorable para el diseño de la línea de fango será considerar que el efluente no tiene SS y que todos los fangos producidos son extraídos por dicha línea. En otro caso, si el efluente tuviera la máxima concentración permitida (35 mg/L) la cantidad de fango extraída por la purga sería:

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Pf − Q· SS e = 554 .4

c

kgSS mg kg ⋅ L m3 h × 24 ×·35 × 10 -3 = 428 .4 kg SS/día - 150 d h d L mg ⋅ m

Caudal de fango purgado (si se considera el primer valor calculado) Si se hace desde la línea de recirculación: 599.44 Kg SS / d ≅ 75 m 3 / d Pf = Q w X R ⇒ Q w = 8 Kg SS / m 3 Si se hace desde el reactor:

Pf = Q 'w X ⇒

Q 'w =

599 .44 Kg SS / d 2 Kg SS / m 3

≅ 300 m 3 / d

4.- Aireación

c

Necesidades de oxígeno (NO) NO’≥0.85 kgO2/kgDBO5, elim. (Necesidad específica de oxígeno) mgDBO 5 e kgO 2 kg ⋅ L m3 × 150 × (210 − 25 ) × 10 −3 = 23.6 kgO 2 / h NO = 0.85 L h kgDBO 5e mg ⋅ m 3 Necesidades punta: Cp (por DBO5)=1.5 Cp (por caudal)=2.2 (=330/150) Factor de reducción de punta=0.7

NO punta = 1.5 × 2.2 × 0.7 × 23.6 = 54.52kgO 2 / h

c

Sistemas de oxigenación

• Turbinas Considerando el paso de condiciones de ensayo con agua limpia a condiciones reales de funcionamiento (η=0.6), Capacidad de oxigenación de turbinas : 54.5/0.6 = 90.86 kg O2/h Considerando una capacidad específica de oxigenación de la turbina de 2 kg O2/kWh, 90.86kgO 2 / h = 45.4kW Potencia de las turbinas: 2kgO 2 / kWh Considerando un rendimiento de moto-reductor del 90%, 1CV 45.4kW = 50.5kW × = 68.7CV Potencia de motor turbinas: 0.735kW 0.9 Se instalan 3 turbinas de 25 CV. Energía de mezclado 75CV × 0.735kW / CV × 1000 W / kW 1386m

3

= 39.8

W m

3

> 20

W m3

• Difusores Se adoptan de burbuja fina con un rendimiento real en la transferencia de oxígeno del 12%. Ingeniería Sanitaria y Ambiental

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54.5 kgO 2 h = 454.2kgO 2 / h 0.12 454 .2kgO 2 / h Caudal de aire necesario: = 1588m 3aire / h 3aire 0.286kgO 2 / m

Oxígeno a suministrar:

Por condiciones de mezclado será necesario aumentar el aire suministrado. m 3aire / h 3 × 1386m reactor = 2772m 3aire / h Energía de mezclado necesaria: 2 3 m reactor 3

Soplantes: 2+1 de 1400 m aire/h

5.- Geometría del reactor • Turbinas 1386m 3 3 3 = 462m 3 1386 m /3=462 m 3 Se recomienda l/h=3 3 Vunitario=9h → h =3.72 → l=11.1m≈11m 462 = 3.8 m htotal= 11· ×11 Vunitario =

al calado debe añadirse un resguardo libre de 0.5 m • Difusores Se recomienda que el ancho sea dos veces el calado Tomando h=3.5 m 1386m 3 = 57m l= 3.5m × 7m Solución adoptada: 2 canales paralelos de 7x(3.5+0.3)x29 (m). En el caso de tomar una profundidad de 5 m, se tendrán 2 canales de 10x(5+0.3)x14(m).

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P10.- En un municipio de 10.000 habitantes, con un aumento de población estacional (julio-agosto) de 3000 habitantes y un crecimiento esperado del 5% anual acumulado en cada tipo de población, funciona una EDAR de fangos activos. Características del saneamiento: Red unitaria Aliviadero (vierte por encima de 500 m3/h) Rejas de desbaste Decantador primario (calado 2.8 m; diámetro 15m) Decantador secundario (calado 2.8 m; diámetro 18 m) Aireación (turbinas) Reactor 3 tanques de 500 m3 Han aparecido fisuras en los tanques del reactor por lo que se quiere aprovechar la etapa de reparación para ampliar la instalación con el fin de tener cobertura suficiente para los próximos diez años y cumplir la legislación vigente. Estudiar la ampliación de la planta y definir un plan de obras y de explotación de la planta.

1.- Condiciones de funcionamiento

c

Caudes

Pt = P0 (1 + r )

t

P10 Inv . = 10000(1 + 0.05 )10 ≈ 16300hab P10 Ver . = 13000(1 + 0.05 )10 ≈ 21200hab Al ser una población de importante actividad turística tendrá un consumo elevado, especialmente los meses de julio y agosto. Tomando como base el consumo actual del municipio de Oleiros, de características similares, se supone que la dotación puede estabilizarse dentro de diez años en 350 l/hab· día. Se considera que los gastos de agua (pérdidas en la red de abastecimiento y riego de jardines es de un 40% y los volúmenes de infiltración en la red de saneamiento son del 10%), lo que arroja un caudal medio en la EDAR de 245 l/habdía. En invierno: m3 día l Q m = 245 × 16300hab × × = 167m 3 / h 1000l 24h hab· día Q p = 167 × 2.4 = 400m 3 / h En verano: Q m = 245

m3 día l × 21200hab × × = 216m 3 / h 1000l 24h hab· día

Q p = 216 × 2.4 = 519m 3 / h El aliviadero rechaza el caudal punta en tiempo seco y estival por lo que habrá que 3 recrecerlo, al menos a 700 m /h, permitiendo un caudal máximo de 3.2 veces el caudal 3 medio estival. Y se coloca un aliviadero previo al tratamiento biológico de 525 m , que se adoptará como caudal punta de verano. Sería preciso hacer un estudio completo del saneamiento municipal. Podría ser recomendable que la ampliación de la red de alcantarillado se hiciera en sistema separativo, pues cabe la posibilidad de que los colectores actuales acaben siendo insuficientes y se daría opción a un tratamiento diferenciado de las aguas de lluvia. También sería necesario hacer un estudio de caudales que nos permitan conocer los caudales que llegan a la depuradora con mayor precisión.

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c

Cargas de contaminación Invierno DBO 5 = 75 × 16300 = 1222.5 kg/día SS = 90 × 16300 = 1467kg / día Verano DBO 5 = 75 × 21200 = 1590 kg/día SS = 90 × 21200 = 1908kg/día

c

c

Concentraciones [DBO 5 ] = 1222.5 × 1000 = 305mg / l 167 × 24 1467 × 1000 [SS] = = 366mg / l 167 × 24 Condiciones de vertido Por el R.D. 509/1996, que desarrolla el R.D. de transposición de la normativa comunitaria sobre tratamiento de aguas residuales urbanas se requerirá, si no existen modificaciones posteriores, para el 2010, dado que el medio receptor no se ha declarado sensible ni es medio marino, un tratamiento secundario que permita un porcentaje mínimo de reducción de DBO5 del 70 al 90% con una concentración de 25 mg/l y para SS una reducción del 90% y una concentración de salida de 35 mg/l.

2.- Comprobación del decantador primario

≤ Vascensional máx. a Qmáx = 2.5 m/h

⇒

Sh >

700 m 3 h > 280m 2 2.5 m h

≤ Vascensional máx. a Qmedio = 1.3 m/h

⇒

Sh >

216 m 3 h > 166m 2 1.3 m h

Qmáx Sh Qm Sh

2

La superficie actual es de 176 m , no será suficiente en períodos de lluvia, los cuales se producen tanto en verano como en invierno. Suponiendo que no hay restricciones de espacio optaríamos por doblar el decantador, trabajando ambos en paralelo durante todo el año. Sería preciso construir este segundo decantador y el segundo aliviadero antes de recrecer el primer aliviadero.

Vol = 2 × (2.8 − 0.3) × 176 = 880m 3 , que permite TRH superiores a 1h (1.25h) en tiempo de lluvia y a 2h (4.07 h) para el caudal medio en verano. Q máx L vertedero

=

700 / 2m 3 / h = 7.4m 3 / h × ml < 40 π(15 m)

El rendimiento de la decantación, siendo óptimo, es del 35% en la reducción de DBO5 y 65% en la reducción de SS.

3.- Comprobación del tratamiento secundario

c

Funcionalidad del sistema Concentración de entrada al reactor 200mg/l 200 − 25 = 87.5% R(%) = 200

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Como el rendimiento de un reactor de fangos activos se sitúa en el orden de (85-95%), es posible obtener la calidad de vertido precisa.

c

Estimación de la concentración de sólidos SSLM, si el funcionamiento es a media carga (CM), en período estival para el año de proyecto: CM =

c

Q(S 0 − S f ) XV

216 × 24 (200 − 25 ) = 0.3 Kg DBO 5 /Kg SSLM/d ⇒ X = 2016mg / l X × 1500

Comprobación del Tiempo de Retención Hidráulica (TRH) TRH(a Qm) = TRH(a Qp) =

c

=

1500 m 3 V = = 6.9 h > 4 h Qm 216 m 3 /h 1500 m 3 V = = 2.9 h > 2 h Qp 525 m 3 /h

Comprobamos el tiempo de retención celular V= θc =

YQ(S 0 − S f )θ c VX ⇒ θc = X(1 + θ c k d ) YQ(S 0 − S f ) − VXK d 1500m 3 × 2016mg / L 0.6kgSSV / kgDBO 5 × 216m 3 / h × 24h / d × (200 − 25 )mg / L − 1500m 3 × 2016mg / L × 0.06d −1

La planta trabaja en el rango de carga media.

c

Estimación de la concentración de sólidos SSLM, manteniendo el funcionamiento a media carga (CM), en período invernal: 167 × 24 (200 − 25 ) = 0.3 Kg DBO 5 /Kg SSLM/d ⇒ X = 1559mg / l XV X × 1500 Dado el bajo valor de la concentración sería posible mantener inactivo uno de los tanques durante el invierno, con el consiguiente ahorro de energía. Esto nos permitirá también ir reparando los tanques, lo que de todas formas no podrá hacerse en período estival. CM =

CM =

c

Q(S 0 − S f )

Q(S 0 − S f ) XV

=

=

167 × 24 (200 − 25 ) = 0.3 Kg DBO 5 /Kg SSLM/d ⇒ X = 2338mg / l X × 1000

Comprobación del Tiempo de Retención Hidráulica (TRH) TRH(a Qm) =

1000 m 3 V = = 6h > 4h Qm 167 m 3 /h

TRH(a Qp) =

1000 m 3 V = = 2.5 h > 2 h Qp 400 m 3 /h

En tiempo seco son adecuadas las condiciones de funcionamiento. Sin embargo, en tiempo de lluvia el tiempo de retención hidráulico se sitúa en 1.9 horas; en principio la planta funcionará con dos reactores, si se produjeran continuos episodios de lluvia en los que no se pudiera controlar la concentración de microorganismos en el reactor por medio de la recirculación y la purga desde el clarificador, se podría plantear el funcionamiento del tercer tanque también en invierno.

c

Comprobamos que el tiempo de retención celular no varía, pues

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VX S 0 − S f = = cte aQm Q CM

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=8

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V=

c

YQ(S 0 − S f )θ c VX cte ⇒ θc = = = θ c,estival = 8.3días X(1 + θ c k d ) YQ(S 0 − S f ) − VXK d Y(S 0 − S f ) − cteK d

Recirculación de fangos R=

Qr X ≥ Q Xr − X

En invierno, X=2338 mg/l, 3

Qm=167 m /h 3 Qp=400 m /h 3 Qmáx=525 m /h

3

R=0.6 R=0.625 R=0.48

Xr=6398 mg/l Xr=6078 mg/l Xr=7190 mg/l

3

R=0.6 R=0.5

Xr=5376 mg/l Xr=6048 mg/l

Qr=100 m /h 3 Qr=250 m /h 3 Qr=250 m /h

En verano, X=2016 mg/l, 3

Qm=216 m /h, 3 Qp=525m /h,

Qr=100 m /h 3 Qr=250 m /h

5.- Comprobación de la decantación secundaria

c c

c

Cálculo de la superficie D2 18 2 S=π = π× = 254m 2 4 4 Limitación por velocidad ascensional A Qm

Vascensiona l ≤ 0.8m / h ⇒ V =

a Qp

Vascensiona l ≤ 1.5m / h ⇒ V =

216m 3 / h = 0.85m / h 254m 525m 3 / h 254m 2

= 2.07m / h

Limitación por carga de sólidos a Qm (Q m + Q r )X (216 + 100 )m 3 / h × 2016 × 10 −3 kg / m 3 = = 255m 2 CS ≤ 2.5kg / m 2 ⋅ h ⇒ S ≥ CS 2.5kg / m 2 ⋅ h a Qp CS ≤ 4.5kg / m 2 ⋅ h ⇒ S ≥

(Q p + Q r ) X

(525 + 250 )m 3 / h × 2016 × 10 −3 kg / m 3

= 347m 2 4.5kg / m 2 ⋅ h Comprobamos que el decantador es insuficiente en verano, por lo que se recomienda duplicar el decantador secundario, trabajando en paralelo.

c

CS

=

Funcionamiento del clarificador en condiciones invernales Limitación por velocidad ascensional A Qm

Vascensiona l ≤ 0.8m / h ⇒ S =

a Qp

Vascensiona l ≤ 1.5m / h ⇒ S =

a Qp

Vascensiona l ≤ 1.5m / h ⇒ S =

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167m 3 / h = 209m 2 0.8m 400m 3 / h 1.5m 2 525m 3 / h 1.5m

2

= 267m / h = 350m 2

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Por lo que también en invierno será necesario el funcionamiento de los dos decantadores, pues de otro modo en los períodos de lluvia se produciría un arrastre de microorganismos que impediría el mantenimiento de las condiciones de carga másica deseadas en el reactor.

c c

c

Volumen a Qm TRH>3h 3 3 3 Volnecesario=216 m /h x 3h=648m