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UNIVERSIDAD PERUANA UNIÓN FACULTAD DE INGENIERÍA Y ARQUITECTURA EAP INGENIERÍA AMBIENTAL

TRABAJO N° 02

DISEÑO DE LODOS ACTIVADOS

INTEGRANTES

LIMA – PERÚ

RESUMEN EJECUTIVO

En el presente trabajo exhibimos la justificación del diseño de la planta de tratamiento de aguas residuales para la provincia de Yauyos, así como los objetivos, los alcances y sus limitaciones a contemplar durante el proceso de investigación, así como también el marco teórico referencial y el marco legal, en el cual se mencionan definiciones y criterios de diseño para los cálculos de los procesos de la planta. Los cálculos del presente trabajo se realizan con la población futura de la provincia de Yauyos, al final del trabajo adjuntamos el plano del sistema de lodos activados para nuestra planta.

INTRODUCCIÓN El tratamiento secundario se refiere a todo los procesos de tratamiento biológico de las aguas residuales tanto aerobias como anaerobias. El proceso de lodos activados ha sido utilizado para el tratamiento de aguas residuales tanto industriales como urbanas desde hace aproximadamente un siglo. Este proceso fue desarrollado en Inglaterra, en 1914 por Ardern y Lockett. Todos los procesos de lodos activados tienen en común el contacto de aguas residuales con floc biológico previamente formado en un tanque de aireación. El lodo activado consiste en una masa floculenta de microorganismos, materia orgánica muerta y material inorgánica (Romero, 1999). Según, Ramalho (2003) el examen microscópico de este lodo revela que está formado por una población heterogenia de microorganismos, que cambian en función de las variaciones de la composición de las aguas residuales y condiciones ambientales. Los microorganismos presentes son bacterias unicelulares, hongos, algas, protozoos y rotíferos. Siendo las bacterias probablemente las más importantes, encontrándose en todos los tipos de procesos de tratamiento biológico. La aireación es el proceso mediante el cual se pone en contacto íntimo con el aire para modificar las concentraciones de sustancias volátiles contenidas en ella. Su función principal en el tratamiento de aguas residuales, consiste en proporcionar oxígeno y mezcla en los procesos de tratamiento biológico aerobio (Romero, 1999). Para que la operación del proceso de lodos activados sea adecuada, los sólidos suspendidos volátiles en el tanque de aireación presentes en el efluente del reactor deben separarse inmediatamente en el sedimentador secundario. Debido a que en los sistemas de lodos activados se requiere mantener una alta concentración de microorganismos, es necesario reciclar lodos biológicos de los fondos del sedimentador. Por eso los sedimentadores secundarios también deben diseñarse para permitir que el lodo se compacte y alcance altas concentraciones para que sean introducidos en el reactor (Mendoza, 2000).

1. LODOS ACTIVADOS Este proceso de lodos activados es una de las más difundidas a nivel mundial, creado en 1914 por Ardern y Lockett para el tratamiento de efluentes industriales y efluentes municipales. Cuyo objetivo es el tratamiento biológico del agua residual y la eliminación de los sólidos coloidales no sedimentables y la estabilización de la materia orgánica (Romero, 1999). Según, Martínez, Delgadillo y Rodríguez, (2005) en una planta convencional para aguas residuales mediante lodos activados, la sedimentación se aplica para separar la biomasa (sólidos suspendidos) que se genera en el reactor durante la degradación de los contaminantes del agua residual, para dejarla libre de solidos suspendidos, la concentración de partículas es muy alta (>500 mg/L) y si hay interacciones importantes entre los flóculos suspendidos y la velocidad de sedimentación, se considera que está en función de la concentración local. 1.1. Ventajas y desventajas de los lodos activados 1.1.1. Ventajas 

Flexibilidad de operación a través de un control racional de la biomasa presente en el proceso.



Alta eficiencia de remoción de carga orgánica sustancialmente más alta que la que se alcanza en otros procesos como los de tipo convencional por cultivo fijo.



Minimización de olores y ausencias de insectos.



Puede incorporar desvitrificación al proceso.



Generación de lodos estabilizados que al igual que los sistemas convencionales pueden ser aprovechados como fertilizantes, mejorando de suelo y obtención de biogás, entre otras.

1.1.2. Desventajas 

Requiere mayor sofisticación y mantenimiento



Dependencia de la temperatura del efluente a tratar y condiciones de entrada como pH y presencia de compuestos tóxicos.



Riesgo de taponamiento de los dispositivos de aireación durante ciclos operativos



Requiere de un control permanente, tanto operativos como de análisis de laboratorio.



Altos costos de operación, asociados fundamentalmente a los requerimientos de oxígeno.



Bajo abatimiento bacteriológico, logrando en general abatir no más allá de un ciclo logarítmico en términos de Coliformes fecales, con la consecuente necesidad de efectuar desinfección final al efluente.

2. MARCO LEGAL Los lineamientos para tratar las aguas residuales provenientes del alcantarillado de las comunidades son fundamentales bajo las diferentes bases normativas. 

Reglamento Nacional de Edificaciones: OS 070



Reglamento Nacional de Edificaciones: OS 090



Reglamento Nacional de Edificaciones: OS 100



Ley N°26338, Ley General de servicios de saneamiento

3. CRITERIOS DE DISEÑO Para el diseño se eligió utilizar un reactor de mezcla completa (tanque de flujo continuo con agitación) porque en este tipo de reactor el agua entrante se dispersa de forma más o menos uniforme, los sólidos biológicos del reactor pueden soportar las cargas de choques producidas por vertidos puntuales con elevado contenido de materia orgánica y compuestos tóxicos mejor que el reactor de flujo pistón. 3.1 Tanque de aireación 

Lo más eficiente es considerar un aireador por tanque; sin embargo, recomendable considerar como mínimo dos aireadores por tanque.



La relación ancho-profundidad depende del tamaño del aireador.



Borde libre: 1 a 1,5 m



(Beltrán et al, 2003) para el 𝜃 considera el valor de 1.024.



Para la elección del valor del factor "∝" se escoge el valor de 0.82 siendo estas consideradas para aguas residuales urbanas.



Para la elección del valor del factor "𝛽" se considera un valor dependiendo del rango de 0.95 – 1.



Para la elección de la transferencia de oxígeno para el aireador mecánicos en condición estándar se escoge los valores de superficial, baja velocidad, tomando en cuenta los rangos de 1.5-2.1 𝑘𝑔𝑂2/𝑘𝑤. ℎ



Para aireadores mecánicos sumergibles de eje vertical los valores varían de 0.75 Kw a 100 kw (Ver anexo 3).



Para la elección del valor del factor "𝐶𝐿" se considera un valor dependiendo del rango de 1-2. (Ver aneo 2). DISEÑO DE TANQUE DE AIREACIÓN

Datos Parámetro SST SSV DBO5 DBOs DQO DQOs Temperatura del aíre Temperatura del agua Altitud

Unidad mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L °C °C m.s.n.m

Valor 220 200 400 240 820 320 17 19 2 327

1. Hallando caudal 𝑙 1 𝑚3 24 ℎ𝑜𝑟𝑎𝑠 3600 𝑠𝑒𝑔. 𝑄𝑝 = 43.48 𝑥 𝑥 𝑥 𝑠 1000 𝑙 1 𝑑𝑖𝑎 1 ℎ𝑜𝑟𝑎

𝒎𝟑 𝑸𝒑 = 𝟑𝟕𝟓𝟔. 𝟔𝟕 𝒅𝒊𝒂

2. Tiempo de retención celular (SRT) = 5 días Representa en promedio, el periodo de tiempo en el cual el lodo permanecerá en el sistema. Es el parámetro más importante de diseño, ya que afecta la eficiencia del proceso, volumen del tanque de aireación, requerimiento de oxígeno, producción de lodos. Para

remover solo DBO, es necesario un SRT entre 3-5 días dependiendo de la temperatura del licor mezclado: Cuando Temperatura entre 18-25 º C SRT 3 días Cuando temperatura 10 ºC. SRT 5 – 6 días Se recomienda que de 3 a 15 días de tiempos de retención celular conducen a la producción de un efluente estable de alta calidad y de un fango con excelentes características de sedimentabilidad. Basándonos en ello para el diseño se empleó un tiempo de retención celular de 5 días para la obtención de mejores resultados, lo cual asimismo también influyo la Temperatura del agua (19 °C), lo se tomó en cuenta para realizar la elección. (Romero R., 1999) 3. Hallando la 𝑫𝑩𝑶𝒖𝒍𝒕𝒊𝒎𝒂 y la 𝑫𝑸𝑶𝒃𝒊𝒐𝒅𝒆𝒈𝒓𝒂𝒅𝒂𝒃𝒍𝒆 𝑫𝑩𝑶𝒖 = 𝟏. 𝟓 𝒙 𝑫𝑩𝑶𝟓 𝐷𝐵𝑂𝑢 = 1.5 𝑥 400

𝑫𝑸𝑶𝒃 =

𝑔 𝑔 → 𝐷𝐵𝑂𝑢 = 600 3 3 𝑚 𝑚

𝑫𝑩𝑶𝒖 ⁄𝑫𝑩𝑶 𝟓 𝟏 − 𝟏. 𝟒𝟐 𝒙 𝒇𝒅 𝒙𝒀𝑯

𝑫𝑩𝑶𝟓 𝒙

𝑔 600 3 𝑔 𝑚 400 3 𝒙 𝑔 𝑚 400 3 𝑚 𝐷𝑄𝑂𝑏 = 𝑔 𝑆𝑆𝑉 1 − 1.42 𝑥 0.15 𝑥0.4 𝑔 𝐷𝑄𝑂 𝑫𝑸𝑶𝒃 = 𝟔𝟓𝟓. 𝟖𝟖

𝒈 𝒎𝟑

4. Hallando los sólidos suspendidos volátiles no biodegradables 𝑫𝑸𝑶𝒃 𝑫𝑸𝑶𝒃𝒑 (𝑫𝑩𝑶𝟓 ) (𝑫𝑩𝑶𝟓 − 𝑫𝑩𝑶𝒔) = 𝑫𝑸𝑶𝒑 𝑫𝑸𝑶 − 𝑫𝑸𝑶𝒔

𝒈 𝟔𝟓𝟓. 𝟖𝟖 𝟑 𝑔 𝑔 𝒎 ( 𝑔 ) (600 𝑚3 − 240 𝑚3 ) 600 3 𝐷𝑄𝑂𝑏𝑝 𝑚 = 𝑔 𝑔 𝐷𝑄𝑂𝑝 820 3 − 320 3 𝑚 𝑚 𝑫𝑸𝑶𝒃𝒑 = 𝟎. 𝟕𝟗 𝑫𝑸𝑶𝒑

𝑺𝑺𝑽𝒏𝒃 = [𝟏 − (

𝐷𝑄𝑂𝑏𝑝 )] . 𝑺𝑺𝑽 𝐷𝑄𝑂𝑝

𝑆𝑆𝑉𝑛𝑏 = [1 − 0.79] 𝑥 200 𝑺𝑺𝑽𝒏𝒃 = 𝟒𝟐

Coeficientes cinéticos a 20°C

𝑔 𝑚3

𝒈 𝒎𝟑

Unidad

𝑔𝑆𝑆𝑉 𝑔 𝑆𝑆𝑉 𝑥 𝑑𝑖𝑎 𝐷𝑄𝑂𝑏 𝑔 𝑚3 𝑔𝑆𝑆𝑉 𝐶𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑠í𝑛𝑡𝑒𝑠𝑖𝑠 (𝑌) 𝑔𝐷𝑄𝑂𝑏 𝑔𝑆𝑆𝑉 𝐶𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑐𝑎𝑖𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑒𝑛𝑑ó𝑔𝑒𝑛𝑜 (𝐾𝑑 ) 𝑔 𝑆𝑆𝑉 𝑥 𝑑𝑖𝑎 𝑔𝑆𝑆𝑉 𝐷𝑒𝑡𝑟𝑖𝑡𝑢𝑠 𝑐𝑒𝑙𝑢𝑙𝑎𝑟 (𝑓𝑑 ) 𝑔 𝑆𝑆𝑉 𝑇𝑎𝑠𝑎 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑟𝑒𝑐𝑖𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑒 𝑏𝑖𝑜𝑚𝑎𝑠𝑎 (𝜇𝑚 ) 𝐶𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑎 (𝐾𝑠 )

Valor 3.44

Factor de corr. para 19°C 𝜃 = 1.07

18

𝜃=1

0.40

𝜃=1

0.12

𝜃 = 1.04

0.15

𝜃=1

5. Corrigiendo las constantes cinéticas para una temperatura de 19°C A. Corrigiendo la tasa específica de crecimiento de biomasa (𝝁𝒎 ) para 19°C 𝝁𝒎 (𝟏𝟗°𝑪) = 𝝁𝒎 (𝟐𝟎°𝑪) 𝒙 𝜽𝑻−𝟐𝟎 𝜇𝑚 (19°𝐶) = 3.44 𝑥 (1.07)19−20 𝝁𝒎 (𝟏𝟗°𝑪) = 𝟑. 𝟐𝟏 𝒅−𝟏

B. Coeficiente de decaimiento endógeno (𝑲𝒅 )

𝑲𝒅 (𝟏𝟗°𝑪) = 𝑲𝒅 (𝟐𝟎°𝑪) 𝒙𝜽𝑻−𝟐𝟎 𝐾𝑑 (19°𝐶) = 0.12𝑥(1.04)19−20 𝑲𝒅 (𝟏𝟗°𝑪) = 𝟎. 𝟏𝟏𝟓 𝒅−𝟏

6. Hallando la concentración del sustrato limitante en solución (S) 𝑺=

𝑲𝒔 𝒙[𝟏 + 𝑲𝒅 . 𝑺𝑹𝑻] 𝑺𝑹𝑻. [𝒀𝑲 − 𝑲𝒅 ] − 𝟏

𝐷𝑄𝑂𝑏 −1 𝑥 5 𝑑] 3 𝑥 [1 + 0.115 𝑑 𝑚 𝑆= 5 𝑑 𝑥 [3.21 𝑑 −1 − 0.115 𝑑 −1 ] − 1 18

𝑺 = 𝟏. 𝟗𝟕 𝒈

𝑫𝑸𝑶𝒃 𝒎𝟑

7. Hallando la biomasa heterotrófica (A) 𝑨=

3756.67 𝐴=

𝑸 𝒙 𝒀 (𝑺𝟎 − 𝑺) 𝟏 + 𝐾𝑑 𝒙 𝑺𝑹𝑻

𝑔𝑆𝑆𝑉 𝑔𝐷𝑄𝑂𝑏 𝑚3 𝑥 0.40 𝑔𝐷𝑄𝑂 (655.88 − 1.97) 𝑑𝑖𝑎 𝑚3 𝑏 1 + 0.115 𝑑 −1 𝑥 5 𝑑

𝐴 = 623122.75 𝑔

𝑆𝑆𝑉 1 𝑘𝑔 𝑥 𝑑 1000 𝑔

𝑨 = 𝟔𝟐𝟑. 𝟏𝟐 𝒌𝒈

𝑺𝑺𝑽 𝒅

8. Hallando partículas celulares (B) 𝑩=

𝒇𝒅 . 𝑲𝒅 . 𝒀. 𝑸. (𝑺𝟎 − 𝑺)𝑺𝑹𝑻 𝟏 + 𝑲𝒅 𝒙 𝑺𝑹𝑻

𝑔𝑆𝑆𝑉 𝑔𝐷𝑄𝑂𝑏 𝑚3 0.15 𝑥 0.115 𝑑 −1 𝑥 0.40 𝑔𝐷𝑄𝑂 𝑥 3756.67 𝑥 (655.88 − 1.97) 𝑥5𝑑 𝑑𝑖𝑎 𝑚3 𝑏 𝐵= 1 + 0.115 𝑑 −1 𝑥 5 𝑑 𝐵 = 53 809.96 𝑔

𝑆𝑆𝑉 1 𝑘𝑔 𝑥 𝑑 1000 𝑔

𝑩 = 𝟓𝟑. 𝟖𝟏 𝒌𝒈

𝑺𝑺𝑽 𝒅

9. Hallando SSV no biodegradables en el afluente C 𝑪 = 𝑸. 𝑿𝒔𝒏𝒃 𝑚3 𝑔 𝐶 = 3756.67 𝑥 42 3 𝑑𝑖𝑎 𝑚 𝐶 = 157780.14 𝑔

𝑆𝑆𝑉 1 𝑘𝑔 𝑥 𝑑 1000 𝑔

𝑪 = 𝟏𝟓𝟕. 𝟕𝟖 𝒌𝒈 10.

𝑺𝑺𝑽 𝒅

Producción de sólidos totales 𝑷𝒙,𝑻𝑺𝑺 =

𝑃𝑥,𝑇𝑆𝑆 =

𝑨 𝑩 + + 𝑪 + 𝑸𝒙(𝑻𝑺𝑺 − 𝑽𝑺𝑺) 𝟎. 𝟖𝟓 𝟎. 𝟖𝟓

𝑆𝑆𝑉 𝑆𝑆𝑉 3 53.81 𝑘𝑔 𝑑 + 𝑑 + 157.78 𝑘𝑔 𝑆𝑆𝑉 + 3756.67 𝑚 𝑥(220 − 200) 𝑔 𝑥 1 𝐾𝑔 0.85 0.85 𝑑 𝑑𝑖𝑎 𝑚3 1000 𝑔

623.12 𝑘𝑔

𝑷𝒙,𝑻𝑺𝑺 = 𝟏𝟎𝟐𝟗. 𝟑𝟎

𝑲𝒈 𝑺𝑺𝑻 𝒅

11. Volumen de tanque de aireación 𝑽𝒐𝒍𝒖𝒎𝒆𝒏 =

𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 =

𝑺𝑹𝑻 𝒙 𝑷𝑿,𝑺𝑺𝑻 𝑿𝑺𝑺𝑻

5 𝑑 𝑥 1 029.30 3.3

𝐾𝑔 𝑆𝑆𝑇 𝑑

𝐾𝑔 𝑆𝑆𝑇 𝑚3

𝑽𝒐𝒍𝒖𝒎𝒆𝒏 = 𝟏𝟓𝟓𝟗. 𝟓𝟓 𝒎𝟑 12. Producción biológica 𝑷𝑿,𝒃𝒊𝒐 = 𝑨 + 𝑩 𝑃𝑋,𝑏𝑖𝑜 = 623.12 𝑘𝑔

𝑆𝑆𝑉 𝑆𝑆𝑉 + 53.81 𝑘𝑔 𝑑 𝑑

𝑷𝑿,𝒃𝒊𝒐 = 𝟔𝟕𝟔. 𝟕𝟑 𝒌𝒈 13. Requerimiento de oxígeno

𝑺𝑺𝑽 𝒅

𝑹𝒐 = 𝑸 𝒙 (𝑺𝒐 − 𝑺) − 𝟏. 𝟒𝟐 𝒙 𝑷𝑿,𝒃𝒊𝒐 𝑚3 𝑔 1 𝑘𝑔 𝐾𝑔 𝑅𝑜 = 3756.67 𝑥 (655.88 − 1.97) 3 𝑥 − 1.42 𝑥 676.73 𝑑𝑖𝑎 𝑚 1 000𝑔 𝑑 𝑅𝑜 = 1495.30

𝐾𝑔𝑂2 1 𝑑𝑖𝑎 𝑥 𝑑 24 ℎ

𝑹𝒐 = 𝟔𝟐. 𝟑𝟎

𝑲𝒈𝑶𝟐 𝒉

14. Producción de sólidos volátiles 𝑷𝑿,𝑺𝑺𝑽 = 𝑨 + 𝑩 + 𝑪 𝑃𝑋,𝑆𝑆𝑉 = 623122.75 𝑔

𝑆𝑆𝑉 𝑆𝑆𝑉 𝑆𝑆𝑉 + 53 809.96 𝑔 + 157780.14 𝑔 𝑑 𝑑 𝑑

𝑷𝑿,𝑺𝑺𝑽 = 𝟖𝟑𝟒 𝟕𝟏𝟐. 𝟖𝟒 𝒈

𝑺𝑺𝑽 𝒅

15. Hallando la concentración de sólidos suspendidos volátiles en el tanque de aireación 𝑺𝑹𝑻 =

𝑽𝒐𝒍. 𝒙 𝑿𝑺𝑺𝑽 𝑺𝑹𝑻 𝒙 𝑷𝑿,𝑺𝑺𝑽 → 𝑿𝑺𝑺𝑽 = 𝑷𝑿,𝑺𝑺𝑽 𝑽𝒐𝒍.

𝑋𝑆𝑆𝑉 =

5 𝑑𝑖𝑎𝑠 𝑥 834 712.84

𝑔𝑟𝑎𝑚𝑜𝑠 𝑑𝑖𝑎𝑠

1559.55 𝑚3

𝑋𝑆𝑆𝑉 = 2676.13

𝑔𝑟𝑎𝑚𝑜𝑠 1 𝐾𝑔 𝑥 𝑚3 1000 𝑔

𝑿𝑺𝑺𝑽 = 𝟐. 𝟔𝟖

𝑲𝒈 𝒎𝟑

Parámetros de control

Para el diseño se eligió utilizar un reactor de mezcla completa (tanque de flujo continuo con agitación) porque en este tipo de reactor el agua entrante se dispersa de forma más o menos uniforme, los sólidos biológicos del reactor pueden soportar las cargas de choques producidas por vertidos puntuales con elevado contenido de materia orgánica y compuestos tóxicos mejor que el reactor de flujo pistón.

1. Relación alimento/microorganismos (F/M) 𝑭 𝑸 𝒙 𝑺𝒐 = 𝑴 ∀ 𝒙 𝑿𝑺𝑺𝑽 𝐾𝑔 𝑚3 𝑥 0.4 3 𝐹 𝑑𝑖𝑎 𝑚 = 𝑀 1559.55 𝑚3 𝑥 2.68 𝐾𝑔 𝑚3 3756.67

𝑭 𝒌𝒈 = 𝟎. 𝟑𝟔 𝑫𝑩𝑶𝟓 𝑴 𝒌𝒈 𝒙 𝒅 Este proceso de lodos activados es de mezcla completa con una relación de alimento/microorganismo, Metcalf & Eddy (1995) indica que se encuentra en el rango establecido de 0.20 - 0.60 d-1 (Ver anexo 1). El valor obtenido se encuentra dentro de este 𝑘𝑔

rango por lo que es 0.36 𝑚3 𝑥 𝑑. 2.

Carga volúmica (CV) 𝑪𝑽 =

𝑸 𝒙𝑺𝒐 𝑽𝒐𝒍𝒖𝒎𝒆𝒏

𝐾𝑔 𝑚3 𝑥 0.4 3 𝑑𝑖𝑎 𝑚 1559.55 𝑚3

3756.67 𝐶𝑉 =

𝑪𝑽 = 𝟎. 𝟗𝟔

𝒌𝒈 𝑫𝑩𝑶𝟓 𝒎𝟑 𝒙 𝒅

Este proceso de lodos activados es de mezcla completa con una carga volúmica que se encuentra en el rango establecido por Metcalf & Eddy de 0.80 - 1.92 (ver anexo 1). El 𝒌𝒈

valor obtenido cumple con este criterio ya que es 0.96 𝒎𝟑 𝒙 𝒅.

TANQUE DE AEREACIÓN Criterios de diseño 

Lo más eficiente es considerar un aireador por tanque; sin embargo, es recomendable considerar como mínimo dos aireadores por tanque.



La relación ancho-profundidad depende del tamaño del aireador.



Borde libre: 1 a 1,5 m



(Beltrán et al, 2003) para el 𝜃 considera el valor de 1.024.



Para la elección del valor del factor " ∝ " se escoge el valor de 0.82 siendo estas consideradas para aguas residuales urbanas.

Tabla 1. Valores del factor alfa para aireadores superficiales para diferentes tipos de aguas residuales.

Fuente: Adaptado de Metcalf & Eddy (1995) 

Para la elección del valor del factor "𝛽" se considera un valor dependiendo del rango de 0.95 – 1.



Para la elección de la transferencia de oxígeno para el aireador mecánicos en condición estándar se escoge los valores de superficial, baja velocidad, tomando en cuenta los rangos de 1.5-2.1 𝑘𝑔𝑂2 /𝑘𝑤. ℎ



Para aireadores mecánicos sumergibles de eje vertical los valores varían de 0.75 Kw a 100 kw (Ver anexo 3).



Para la elección del valor del factor "𝐶𝐿" se considera un valor dependiendo del rango de 1-2. (Ver aneo 2).

Tabla Nº4. Concentración de oxígeno disuelto.

Fuente: Adaptado de Metcalf & Eddy (2003)

Diseño de sistema de aireación Datos 𝑇𝑟𝑎𝑛𝑠𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑜𝑥𝑖𝑔𝑒𝑛𝑜 𝑎 20 °𝐶 𝑦 [] 𝑛𝑢𝑙𝑎 𝑑𝑒 𝑂𝐷 (𝑁𝑜) = 2.1 𝑘𝑔𝑂2 /𝑘𝑤. ℎ (ver tabla 2). 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑐𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑛𝑖𝑑𝑎𝑑 − 𝑡𝑒𝑛𝑠𝑖𝑜𝑛 𝑠𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙 (𝛽) = 0.97 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑓. 𝑑𝑒 𝑜𝑥𝑖𝑔𝑒𝑛𝑜 𝑒𝑛 𝐴. 𝑅. (𝛼) = 0.82 𝜃 = 1.024 𝐴𝑙𝑡𝑖𝑡𝑢𝑑 = 2327 𝑚𝑠𝑛𝑚 𝑇𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 19 °𝐶 𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 (𝐻) = 3.5 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑠𝑒𝑔𝑢𝑟𝑖𝑑𝑎𝑑 = 2 𝐶𝐿 = 1.7 𝑚𝑔/𝐿 𝑁𝑜 = 2.1 𝑘𝑔𝑂2 /𝑘𝑤. ℎ 𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑎𝑖𝑟𝑒𝑎𝑐𝑖ó𝑛 = 2 𝑃𝑎𝑟𝑎 𝑺𝑪𝑻 (𝟏𝟗, 𝟎) = 9.3 𝑚𝑔/𝐿 ver tabla 3. 𝑃𝑎𝑟𝑎 𝑺𝑪𝑻 (𝟐𝟎, 𝟎) = 9.1 𝑚𝑔/𝐿 ver tabla 3.

𝑃𝑜 = 1495.82 𝑘𝑔𝑂2 /𝑑 𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 = 1562.9 𝑚3

1. Presión barométrica 𝑷𝒂 = 𝟕𝟔𝟎 (𝟏 − 𝑃𝑎 = 760 (1 −

𝑨 ) 𝟗𝟒𝟓𝟎

2327 ) = 𝟓𝟕𝟐. 𝟖𝟔 𝒎𝒎𝑯𝒈 9450

2. Concentración de oxígeno a la temperatura y altitud correspondiente

𝑺𝑪𝑻(𝟏𝟒,𝟐𝟑𝟐𝟕) =

𝑆𝐶𝑇(14,2327) =

𝑪𝒔(𝑻,𝟎) 𝒙𝑷𝒂 𝟕𝟔𝟎

9.3 𝑥 572.86 𝑚𝑚𝐻𝑔 = 𝟕 𝒎𝒈/𝑳 760

3. Transferencia de oxígeno en condiciones reales

𝑵 = 𝑵𝒐 ∗∝∗ 𝜽𝑻−𝟐𝟎 ∗ ( 𝑘𝑔𝑂2 𝑁 = 2.1 𝑥0.82𝑥1.02419−20 ∗ 𝑘𝑤. ℎ

(𝜷 ∗ 𝑪𝒔(𝑻,𝑨) − 𝑪𝑳 ) 𝑪𝒔𝟐𝟎°𝑪

0.97𝑥7𝑚𝑔 1.7𝑚𝑔 − 𝐿 ) 𝒌𝒈𝑶𝟐 𝐿 = 𝟎. 𝟗𝟒 9.1𝑚𝑔 𝒌𝒘. 𝒉 𝐿

4. Requerimiento de oxigeno

𝑅𝑜 =

𝑘𝑔𝑂2 𝑑 = 62 𝑘𝑔𝑂2 ∗ 2 = 𝟏𝟐𝟒. 𝟕 𝒌𝒈𝑶𝟐 24ℎ 𝑘𝑤. ℎ 𝒉

1495.8

5. Potencia 𝑘𝑔𝑂2 ℎ = 𝟏𝟑𝟐. 𝟑 𝒌𝒘 𝑝𝑜𝑡 = 𝑘𝑔𝑂2 0.94 𝑘𝑤. ℎ 124.7

𝑘𝑔𝑂2 132.3 62.3 ℎ 𝑝𝑜𝑡. 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑐𝑎𝑑𝑎 𝑡𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒 = = = 𝟔𝟔. 𝟏 𝒌𝒘 𝑘𝑔𝑂2 2 0.94 𝑘𝑤. ℎ

Haciendo la comparación con la tabla se escoge una altura de: Tabla N° 2: Criterios de diseño a considerar para el diseño de sistema de aireación Aerator size hp kw 10 7.5 20 15 30 22.5 40 30 50 37.5 75 56 100 75

Tank depth ft 10-12 12-14 13-15 12-17 15-18 15-20 15-20

m 3-3.6 3.6-4.2 3.9-4.5 3.6-5.1 4.5-5.5 4.6-6 4.6-6

Tank width ft 30-40 35-50 40-60 45-65 45-75 50-85 60-90

m 9-12 10.5-15 12-18 13.5-20 13.5-23 15-26 18-27

Fuente: Adaptado de Metcalf & Eddy (2003)

6. Volumen de cada tanque 𝑽𝑪/𝑻 =

1562.9 𝑚3 = 𝟕𝟕𝟗. 𝟖 𝒎𝟑 2

7. Área 779.8 𝑚𝟑 𝑨= = 𝟐𝟐𝟐. 𝟖 𝒎𝟐 𝟑. 𝟓 8. Longitud 𝐿 = √223.3 = 14.92 𝑚

DISEÑO DE SEDIMENTADOR SECUNDARIO

Componente

Significado

Unidad

Q

Caudal de aguas residuales, m3/día

m3/día; m3/s

So

Concentración DBO o DQOsb

g/m3

V

Volumen del tanque de aireación Concentración de la biomasa en el licor mezclado

X

en el tanque de aireación

m3 g/m3

CV

Carga volumétrica

Kg DBO/m3.dia

𝑄𝑅

Caudal de recirculación

m3/día; m3/s

𝐶𝑆

Carga superficial

m3/m2/día

CL

Carga de sólidos

Kg/m2/hora

A

Área de la sección del clarificador

m2

𝑋𝑒

Sólidos suspendidos en el afluente

mg/L

Sólidos suspendidos del fango activado de

g/ m3

𝑋𝑅

recirculación

𝑄𝑊

Caudal de purga

m3/día; m3/s

𝑄𝑒

Caudal del efluente

m3/día; m3/s

Datos: 𝑋𝑅 = 8 000 𝑋 = 3 300

𝑔 𝑚3

𝑔 𝑚3

𝑉𝐶/𝑇 = 779.78 𝑚3 𝑆𝑅𝑇 = 5 𝑑𝑖𝑎𝑠 

Los decantadores pueden ser circulares o rectangulares. Se prefieren los primeros.



Para decantadores rectangulares considerar una relación largo-ancho de 4 como mínimo. La relación ancho profundidad entre 1 y 2, profundidad: 3.7 m a 5.5 m.

1. Caudal para cada tanque secundario 𝑸𝑪/𝑻 =

𝑸𝑻 𝑵ú𝒎𝒆𝒓𝒐 𝒅𝒆 𝒕𝒂𝒏𝒒𝒖𝒆 𝒅𝒆 𝒂𝒆𝒓𝒆𝒂𝒄𝒊ó𝒏

𝑄𝐶/𝑇 =

𝑸𝑪/𝑻

3756.67

𝑚3 𝑑𝑖𝑎

2

𝒎𝟑 = 𝟏𝟖𝟕𝟖. 𝟑𝟒 𝒅𝒊𝒂

2. Hallando el caudal de recirculación 𝑸𝑹 . 𝑿𝑹 + 𝑸𝒐 . 𝑿𝒐 = (𝑸𝒐 + 𝑸𝑹 ). 𝑿 ; 𝑿𝒐 ≈ 𝟎 𝑸𝑹 . 𝑿𝑹 = 𝑸𝑶 . 𝑿 + 𝑸𝑹 . 𝑿 → 𝑸𝑹 . (𝑿𝑹 − 𝑿) = 𝑸𝑶 . 𝑿 𝑸𝑹 𝑿 𝑿 = → 𝑸𝑹 = 𝒙 𝑸𝑪/𝑻 𝑸𝑪/𝑻 𝑿𝑹 − 𝑿 𝑿𝑹 − 𝑿 𝑔 3 𝑚3 𝑚 𝑄𝑅 = 𝑔 𝑥 1878.34 𝑑𝑖𝑎 (8 000 − 3 300) 3 𝑚 3 300

𝑸𝑹 = 𝟏 𝟑𝟏𝟖. 𝟖𝟑

𝒎𝟑 𝒅𝒊𝒂

3. Caudal de purga de fango 𝑺𝑹𝑻 =

𝑽. 𝑿 ; 𝑿𝒆 ≈ 𝟎 𝑸𝑾 . 𝑿𝑹 + 𝑿𝒆 . (𝑸 − 𝑸𝑾 ) 𝑸𝑾 =

𝑽. 𝑿 𝑺𝑹𝑻. 𝑿𝑹

𝑔 779.78 𝑚3 𝑥 3 300 3 𝑚 𝑄𝑊 = 𝑔 5 𝑑 𝑥 8 000 3 𝑚 𝑚3 𝑄𝑊 = 64.33 𝑑

4. Área del sedimentador secundario

Según Metcalf & Eddy (2003) la carga de superficie para el sedimentador secundario se encuentra en el rango de 16 - 32

𝑲𝒈 𝒎𝟐 .𝒉

(ver anexo 2).

Asumiendo 𝐶𝑆 = 23 𝑚3 /𝑚2 /𝑑𝑖𝑎 𝑨=

𝑸𝑪/𝑻 𝑪𝒂𝒓𝒈𝒂 𝒅𝒆 𝒔𝒖𝒑𝒆𝒓𝒇𝒊𝒄𝒊𝒆 (𝑪𝑺 ) 𝑚3 𝑑𝑖𝑎 𝐴= 3 2 23 𝑚 /𝑚 /𝑑𝑖𝑎 1878.34

𝑨 = 𝟖𝟏. 𝟔𝟕 𝒎𝟐 5. Masa que ingresa al sedimentador secundario 𝑭𝒎á𝒔𝒊𝒄𝒐 = (𝑸𝑪/𝑻 + 𝑸𝑹 ). 𝑿 𝐹𝑚á𝑠𝑖𝑐𝑜

= (1878.34 + 1 318.83)

𝑚3 𝑔 1 𝐾𝑔 𝑥 3 300 3 𝑥 𝑑𝑖𝑎 𝑚 1000 𝑔

𝑭𝒎á𝒔𝒊𝒄𝒐 = 𝟏𝟎 𝟓𝟓𝟎. 𝟔𝟓

𝑲𝒈 𝒅𝒊𝒂

6. Carga de lodo (𝑪𝑳 ) 𝑪𝑳 = 𝐶𝐿 =

𝑭𝒎á𝒔𝒊𝒄𝒐 Á𝒓𝒆𝒂

10 550.65 𝐾𝑔 1 𝑑𝑖𝑎 𝑥 81.67 𝑚2 . 𝑑𝑖𝑎 24 ℎ

𝑪𝑳 = 𝟓. 𝟑𝟖

𝑲𝒈 𝒎𝟐 . 𝒉

Según Metcalf & Eddy (2003) la carga de lodos para el sedimentador secundario se encuentra en el rango de 3 - 6 del rango dado que es 5.38

𝑲𝒈 𝒎𝟐 .𝒉

𝐾𝑔 𝑚2 .ℎ

.

(ver anexo 2). El valor obtenido se encuentra dentro

7. Referencias Bibliográficas

Eddy, M. &. (2003). Wastewater Engineering: Treatment and Reuse. Hong Kong: McGraw Hill. METCALF & EDDY. (1998). INGENIERIA DE AGUAS RESIDUALES. TRATAMIENTO, VERTIDO Y REUTILIZACIÓN. 1995: McGranw-Hill. Romero R., J. A. (1999). Tratamiento de aguas residuales. Teoria y principios de diseño. Colombia: Escuela Colombiana de Ingeniería.

ANEXO

Anexo 1

Tabla N°1 : Parámetros de diseño para los procesos de fangos activados Modificación del proceso

𝜽𝒄 ∗𝒅

Convencional

𝑸𝒓 𝑸

SSLM, mg/l

V/Q*h

5-15 0.2-04

Carga volumétrica kg de DB𝑶𝟓 aplicada/𝒎𝟑 ∗ 𝒅í𝒂 0.32-0.64

1.500-3.000

4-8

Mezcla completa

5-15 0.2-0.6

0.8-1.92

2.500-4.000

3-5

Alimentación escalonada Aireación modificada Contacto y estabilización Aireación prolongada Aireación de alta carga Proceso kraus

5-15 0.2-04

0.64-0.96

2.000-3.500

3-5

0.2- 1.5-5 0.5 5-15 0.2-0.6

1.2-2-4

200-1.000

1.5-3

0.96-1.20

20- 0.05-0.15 30 5-10 0.4-1.5

0.16-0.40

0.5-1𝑎 3-6𝑏 18-36

1.6-1.6

(1.0003.000𝑎 ) (4.00010.000𝑏 ) 3.000-6000

2-4

1-5

5-15 0.3-0.8

0.64-1.6

4000-10000

4-8

0.5-1

Oxígeno puro

3-10 0.25-1

1.6-3.2

2000-3000

1-3

0.25-0.5

Canal de oxidación

1030 NA

0.05-0.3

0.08-0.48

2000-5000

8-36

0.75-1.5

0.05-0.3

0.08-0.24

3000-6000

12-50

NA

Reactor Deep Shaft

SI

0.5-5

SI

0.5-5

SI

Nitrificación de etapa única

8-20 0.1-0.25 (0.02 0.15)𝑐

0.08-0.32

(15005.000𝑑 ) 2000-3500

6-15

0.50-1.5

Nitrificación en etapas separadas

15100

0.05-0.14

2000-3500

3-6

0.5-2.00

Reactor de flujo discontinuo secuencial

F/M kg DB𝑶𝟓 aplicada/ kg SSVLM*d

0.05 - 0.2

Fuente: Adaptado de Metcalf & Eddy (1995)

0.250.75 0.25-1 0.250.75 0.050.25 0.5-1.5 0.5-1.5

Anexo 2 Tabla N° 2: Parámetros de diseño para sedimentador secundario Tipo de tratamiento

Carga de superficie Carga 𝟑 (kg/𝒎𝟐 ∗ 𝒉) (𝒎 ⁄ 𝟐 ) 𝒎 ∗𝒅 media Máx. Media Máx.

Profundidad (m)

Sedimentación a continuación de lodos activados (excluida la aireación prolongada) Sedimentación a continuación de aireación prolongada Fuente: Adaptado de Metcalf & Eddy (1995)

16-32

40-48

3-6

9

3.5-5

8-16

24-32

1-5

7

3.5-5