Calculos Completos EDAR Renedo de Pielagos

ANEJO Nº 12: DISEÑO, DIMENSIONAMIENTO Y CÁLCULOS HIDRÁULICOS DE LA E.D.A.R. 12.1. Introducción. 12.2. Datos de diseño. 12.3. Línea de tratamiento. 12.3.1. Línea de agua residual. 12.3.2. Línea de fangos. 12.3.3. Tratamiento de olores. 12.3.4. Instalaciones auxiliares. 12.3.5. Esquemas o diagramas de flujo del tratamiento propuesto. 12.4. Línea de agua residual. 12.4.1. Obra de llegada de agua bruta: aliviadero de seguridad, by-pass general y pozo de gruesos. 12.4.2. Bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento. 12.4.3. Pretratamientos. 12.4.3.1. Cámara de reparto a canales de desbaste. 12.4.3.2. Desbaste de gruesos. 12.4.3.3. Tamizado de sólidos finos. 12.4.3.4. Cámara de reparto a desarenado-desengrasado. 12.4.3.5. Desarenado-desengrasado. 12.4.4. Vertedero posterior a pretratamientos, medida de caudal, by-pass posterior a pretratamientos, reparto a decantación primaria y by-pass decantación. 12.4.5. Decantación primaria.

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12.4.6. Reparto al reactor biológico. 12.4.7. Fangos activos con nitrificación-desnitrificación (proceso de muy baja carga o aireación prolongada). 12.4.7.1. Aspectos previos. 12.4.7.2. Compuestos de nitrógeno en el agua residual. 12.4.7.3. Fundamentos básicos del proceso de nitrificación−desnitrificación. 12.4.7.4. Características generales del tratamiento biológico diseñado. 12.4.7.5. Condiciones de diseño. 12.4.7.6. Dimensionamiento del reactor biológico anóxico-aerobio (proceso de nitrificación−desnitrificación). 12.4.8. Recirculación auxiliar del licor mezcla, desfosfatación química y reparto a decantación secundaria. 12.4.8.1. Características generales. 12.4.8.2. Desfosfatación por vía química. 12.4.9. Decantación secundaria.

12.4.10. Arqueta de recogida de agua decantada. 12.4.11. Desinfección por rayos ultravioletas. 12.4.11.1. Aspectos previos. 12.4.11.2. Sistema de desinfección por rayos ultravioletas. 12.4.12. Medida de caudal de agua tratada. 12.4.13. Depósito de almacenamiento de agua tratada. 12.4.14. Comprobación de los resultados a obtener en la línea de agua.

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12.5. Línea de fangos. 12.5.1. Envío de fangos a tratamiento: producción de fangos. 12.5.2. Espesamiento de fangos por gravedad. 12.5.3. Bombeo de fangos espesados a cámaras de acondicionamiento. 12.5.4. Acondicionamiento químico del fango. 12.5.5. Bombeo de fangos acondicionados a deshidratación. 12.5.6. Deshidratación de fangos mediante filtro prensa. 12.5.7. Almacenamiento y evacuación de fangos. 12.6. Desodorización. 12.7. Instalaciones varias. 12.7.1. Desodorización. 12.7.2. Agua potable. 12.7.3. Agua industrial. 12.7.4. Línea de agua. 12.7.5. Línea de fangos y recirculaciones. 12.7.6. Línea de flotantes y sobrenadantes. 12.7.7. Red de vaciado. 12.7.8. Urbanización y cerramiento. 12.7.9. Edificio de control. 12.7.10. Edificio de pretratamiento. 12.7.11. Edificio de deshidratación, soplantes y cuadros eléctricos. 12.8. Cálculos hidráulicos: Línea piezométrica de la E.D.A.R. Apéndice: Estudio Hidráulico del río Pas en la zona de ubicación de la E.D.A.R. 3

12. 1. INTRODUCCIÓN. 12.1. Introducción. En el presente anejo se realiza el diseño y dimensionamiento de la Estación Depuradora de Aguas Residuales de Renedo de Piélagos. En él se incluyen tanto los cálculos justificativos funcionales como los cálculos hidráulicos que han sido necesarios para dicho dimensionamiento, así como la descripción de los diferentes elementos e instalaciones empleados en el diseño de la depuradora, y la relación de los equipos que se precisan para su puesta en funcionamiento. Para el diseño de esta estación depuradora, se ha tomado como referencia la información recogida al respecto en las distintas publicaciones existentes en relación con la depuración de aguas residuales. Así, para la elección de los métodos de cálculo y la determinación de los parámetros de diseño, se han empleado las siguientes publicaciones: •

“Manual de Diseño de Estaciones Depuradoras de Aguas Residuales”. Aurelio Hernández Lehmann. Servicio de Publicaciones del Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos. Primera Edición, Octubre de 1.997.

•

“XVI Curso sobre Tratamiento de Aguas Residuales y Explotación de Estaciones Depuradoras”. Centro de Estudios y Experimentación de Obras Públicas (CEDEX). Ministerio de Fomento. Ministerio de Medio Ambiente. Madrid, 1.998.

•

“Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales”. Eduardo Ronzano y José Luis Dapena. PRIDESA. Ediciones Díaz de Santos, S.A. Madrid, 1.995.

•

“Manual de Depuración URALITA”. Aurelio Hernández Muñoz, Aurelio Hernández Lehmann y Pedro Galán Martínez. Uralita Productos y Servicios, S.A. Editorial Paraninfo. Madrid, 1.996.

Además, en el apéndice que se adjunta al final de este anejo, se presenta también el estudio efectuado para conocer la inundabilidad de la zona de ubicación de la depuradora, situada en la margen derecha del río Pas, para las avenidas asociadas a diferentes periodo de retorno, determinando la cota de la lámina de agua alcanzada en cada una de ellas. Asimismo, en el “Documento Nº2: Planos” (ver “Grupo 9. Estación Depuradora de Aguas Residuales”), queda recogida la definición geométrica de todos los elementos que componen la E.D.A.R.,

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así como del edificio de pretratamiento, del edificio de control y del edificio de deshidratación, soplantes y cuadros eléctricos. De igual modo, se incluyen las plantas de definición de las líneas de agua, de la línea de fangos y recirculaciones, de la línea de flotantes y sobrenadantes, de la red de vaciados, de la línea de agua para servicios auxiliares, de la línea eléctrica, de la línea de aire, y los detalles de urbanización y viales de la E.D.A.R.

12.2. DATOS DE DISEÑO. 12.2. Datos de diseño. A continuación se detallan los datos básicos adoptados para el diseño de la Estación Depuradora de Aguas Residuales de Renedo de Piélagos, indicando las bases de partida, los caudales de diseño, las características de la contaminación y los resultados a obtener (concentraciones y rendimientos) tanto en el agua depurada como en el fango tratado.

Saneamiento de la Cuenca Media del Pas-Pisueña

PROYECTO:

Renedo de Piélagos

E.D.A.R.:

3. CARACTERÍSTICAS DE LA CONTAMINACIÓN.

***

DATOS DE DISEÑO

***

Características de la Contaminación

1. BASES DE PARTIDA. DBO5 Bases de Partida

Actual (2.001)

Dotación (agua potable) Dotaciones

65

DBO5 diaria (carga media)

2035,54

Kg/d

2466,17

Kg/d

Concentración DBO5 media

325,00

mg/l

232,14

mg/l

Año de Cálculo

Coeficiente punta adoptado

2,00

Actual (2.001)

31316 Carga diaria por habitante

hab-eq.

250 SS diario (carga media)

l/hab/d

SS Concentración SS media Coeficiente aprovechamiento 4. RESULTADOS A OBTENER.

0,8 (fracción evacuación aguas potables) Coeficiente punta adoptado Dotación (agua residual)

200 Concentración SS punta

l/hab/d

Resultados a Obtener Carga diaria por habitante

2. CAUDALES

Caudales de Diseño

g/hab/d

Futuro (2.026)

Carga diaria por habitante

Concentración DBO5 punta Población Total

Año de Cálculo

N Total diario (carga media) Concentración DBO5 N Total Concentración N Total media Rendimiento eliminación DBO5 DE DISEÑO. Coeficiente punta adoptado Concentración DQO Concentración N Total punta Rendimiento eliminación DQO Carga diaria por habitante Concentración SS Caudales de Línea Diseño de agua: Namoniacal diario (carga media) Actual (2.001) características del Rendimiento eliminación SS N Concentración N amoniacal amoniacal media 3 tratada Caudal diarioagua medio 6263,20Total m /d Concentración Nitrógeno Coeficiente punta adoptado 3 Caudal horario medio 260,97 Rendimiento eliminación N Total m /h Concentración Namoniacal punta 3 Caudal máximo en conducciones 3445,88 m /h Concentración Fósforo Total Carga diaria por habitante Coeficiente punta teórico (fórmula MOPU) 1,79 P Total Rendimiento eliminación P Total diario (carga media) Coeficiente punta adoptado Coliformes fecales a2,00 la salida P Total Concentración P Total media Caudal máximo punta 521,94 m3/h Sequedad del fango Coeficiente punta adoptado (% en peso de materia seca) Caudal máximo admisible pretratamiento 1304,85 Línea de fango: m3/h características del Concentración P Total punta Caudal máximo biológico 521,94 m3/h fango Estabilidad del fango (% reducción de materias volátiles)m3/h Coliformes fecales en la entrada Caudal mínimoCF / 100 ml 130,49

650,00

65

g/hab/d

2,00

Futuro (2.026)

9037941

mg/l

464,28

mg/l

hab-eq. g/hab/d

90

350 2818,44

Kg/dl/hab/d

3414,69

Kg/d

450,00 0,8 2,00

mg/l

321,43

mg/l

280 900,00

mg/ll/hab/d Año de Cálculo642,86

mg/l

g/hab/d

g/hab/d

12

g/hab/d

2,00

Actual (2.001)

375,79 Kg/d < 25 mg/l 60,00 mg/l > 70 - 90 % 2,00 < 125 mg/l 120,00 mg/l > 75 % Año de Cálculo 10 g/hab/d < 35 mg/l 313,16 FuturoKg/d (2.026) > 90 % 50,00 mg/l 3 < 10623,48 15 mg/lm /d 2,00 3 442,65 > 70 - 80 % m /h 100,00 mg/l 3 3445,88 <2 mg/lm /h 4 g/hab/d 1,71 > 80 % 125,26 Kg/d 500 CF2,00 / 100 ml 20,00 mg/l 3 885,30 m /h > 40 % 2,00 2213,25 m3/h 40,00 mg/l 3 885,30 m /h > 40 6 % 2,2 x 221,33 10 CF / 100 mlm3/h

12

Futuro (2.026)

455,29 < 25 42,86 > 70 - 90 2,00 < 125 85,72 > 75 10 < 35 379,41 > 90 35,71 < 15 2,00 > 70 - 80 71,42 <2 4 > 80 151,76 100 CF / 100 ml 14,29

Kg/d mg/l mg/l % mg/l mg/l % g/hab/d mg/l Kg/d % mg/l mg/l % mg/l mg/l g/hab/d % Kg/d mg/l

> 40 2,00

%

28,58

mg/l

> 40 6 % 2,2 x 10 CF / 100 ml

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12.3. Línea de tratamiento. La Estación Depuradora de Aguas Residuales de Renedo de Piélagos se diseña con una línea de tratamiento del agua residual y otra línea de tratamiento de los fangos.

12.3.1. Línea de agua residual. La línea de tratamiento de agua residual consta de los siguientes elementos y procesos: • Obra de llegada: aliviadero de seguridad, by−pass general y pozo de gruesos. • Bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento. • Pretratamientos: - Reparto a canales de desbaste. - Desbaste de sólidos gruesos. - Tamizado de sólidos finos. - Reparto a desarenado−desengrasado. - Desarenado-desengrasado aireado. • Medida de caudal de agua bruta, cámara de reparto a decantación primaria aliviadero y by−pass posterior a pretratamientos. • Arqueta de reparto a decantación primaria, medida de caudal de agua a decantación y by−pass de decantación primaria. • Decantación primaria. • Tratamiento biológico: proceso de fangos activos con nitrificación−desnitrificación (proceso de muy baja carga o aireación prolongada). Cámara de reparto a reactor biológico. - By−pass del tratamiento biológico. - Reactor biológico anóxico−aerobio. - Arqueta de salida del reactor biológico. • Recirculación auxiliar del licor mezcla a la cabeza de la zona anóxica del reactor biológico, desfosfatación por vía química y reparto a decantación secundaria. • Decantación secundaria. • Desinfección por rayos ultravioletas y by−pass de desinfección. • Medida de caudal de agua tratada (canal Parshall). • Depósito de almacenamiento de agua tratada. • By−pass de agua tratada y vertido del efluente.

12.3.2. Línea de fangos. Por su parte, la línea de fangos está integrada por los siguientes procesos: • Envío de fangos a tratamiento. - Bombeo de fangos primarios a espesamiento. - Bombeo de fangos secundarios a espesamiento. - Recirculación de fangos secundarios. • Espesamiento de fangos por gravedad. • Acondicionamiento químico del fango. • Deshidratación de fangos mediante filtro prensa. Almacenamiento y evacuación de fangos.

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12.3.3. Tratamiento de olores. En los lugares habituales de producción de olores (edificio de pretratamiento y edificio de deshidratación) se disponen equipos de desodorización mediante filtración sobre carbón activo.

12.3.4. Instalaciones auxiliares. Además de los elementos básicos enumerados con anterioridad, la Estación Depuradora de Aguas Residuales de Renedo de Piélagos, se encuentra equipada con las siguientes instalaciones auxiliares: - Soplantes y difusores de membrana de burbuja fina para aeración del reactor biológico. - Soplantes y difusores de burbuja gruesa para aeración del desarenado−desengrasado. - Extracción de flotantes de la decantación primaria. - Extracción de flotantes de la decantación secundaria. - Instalaciones de dosificación de cloruro férrico y polielectrolito para la eliminación de fósforo por vía química y el acondicionamiento del fango. - Red de agua potable. - Red de agua de servicios auxiliares. - Línea de fangos y recirculaciones. - Línea de flotantes y sobrenadantes. - Red de vaciados. - Desodorización por vía química. Sistema de control e instrumentación. -

Instalaciones eléctricas. Edificio de control y laboratorio. Etc.

12.3.5. Esquemas o diagramas de flujo del tratamiento propuesto. En las páginas siguientes, se adjuntan los diagramas de flujo correspondientes a las líneas de tratamiento de agua residual y de fangos de la Estación Depuradora de Aguas Residuales de Renedo de Piélagos. ESQUEMAS O DIAGRAMAS DE FLUJO DE LAS LÍNEAS DE AGUA Y FANGO

.

12.4. Línea de agua Residual. 12.5. Línea de agua residual. Dentro del esquema general básico de la E.D.A.R., la línea de agua residual incluye todos aquellos elementos y procesos que permiten eliminar o reducir los elementos contaminantes de los vertidos objeto de tratamiento. En este apartado se describen y dimensionan las obras e instalaciones de que consta la línea de agua residual de la Estación Depuradora de Aguas Residuales proyectada en Renedo de Piélagos, señalando asimismo la relación de equipos necesarios para la puesta en funcionamiento de ésta.

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12.5.1. Obra de llegada de agua bruta: aliviadero de seguridad, bypass general y pozo de gruesos. La obra de llegada aglutina en un único recinto, el aliviadero de seguridad, el by-pass general de planta y el pozo de gruesos. LLEGADA DE AGUA BRUTA A LA E.D.A.R. La llegada de agua bruta a la depuradora se efectúa a través de un colector de poliéster reforzado con fibra de vidrio (PRFV) de 1.000 mm de diámetro nominal (φinterior = 981 mm) que recoge la totalidad de los caudales transportados por la red de saneamiento de la cuenca media del Pas−Pisueña (“colector−interceptor Puente Viesgo−Renedo” y “colectores de Quijano”). El caudal máximo de diseño de esta conducción es de 957,19 l/s (3445,88 m3/h). El correaguas del colector de llegada se sitúa a cota + 16,56 m, siendo su calado a caudal máximo admisible en pretratamiento, 0,33 m y 0,43 m, en situación actual (2.001) y futura (2.026), respectivamente. La conexión de dichos caudales con la E.D.A.R. se realiza mediante una arqueta de llegada que enlaza dicho colector con la oportuna obra de llegada. ALIVIADERO DE SEGURIDAD La obra de llegada está dotada de un aliviadero de seguridad, que evacuará el caudal de agua en exceso en tiempo de lluvia procedente de los colectores de la red de saneamiento y permitirá efectuar el by−pass general de toda la planta. El vertedero de crecidas o aliviadero de seguridad, posee una doble misión. Por un lado, se encarga de evacuar el caudal excedente sobre el que se calcula como tope para el funcionamiento de la depuradora, es decir, alivia el exceso de caudal existente entre el caudal transportado por las conducciones a la llegada a la E.D.A.R. y el caudal máximo admitido en el pretratamiento. Por otro lado, permite asimismo aliviar el máximo caudal transportado por el colector de llegada de agua bruta en el caso de que sea necesario efectuar un by−pass general de la planta. De acuerdo con este planteamiento y tomando como base los caudales de diseño de la depuradora, la evacuación del caudal en exceso se realiza por un vertedero de 6 m de longitud. La solera de arranque de este aliviadero se encuentra a cota + 18,41 m, y el labio del vertedero a cota + 21,40 m. Para evitar la salida de flotantes a través del alivio, se coloca una chapa deflectora a lo largo de todo el vertedero correspondiente al aliviadero de seguridad, de dimensiones 6 m × 0,5 m. En las tablas de dimensionamiento de la obra de llegada que se adjuntan al final de este apartado, se detallan las características más significativas del modo en que se efectúa la llegada de agua bruta a la E.D.A.R., indicando además las condiciones de diseño, la definición geométrica y las condiciones de funcionamiento del aliviadero de seguridad. La determinación de las condiciones de funcionamiento de este aliviadero (definición de sobreelevaciones y alturas de lámina) se realiza tomando como base la fórmula de cálculo habitual de los vertederos empleados en estaciones depuradoras, que responde a la expresión: Qv =

donde: Qv µ L h g

2 ×µ×L×h× 2× g ×h 3

Caudal vertido por el aliviadero (m3/s). Coeficiente de caudal del vertedero (adimensional). Longitud del umbral de vertido (m). Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m). Aceleración de la gravedad (m2/s). 8

El coeficiente de caudal se puede definir a partir de las fórmulas de Bazin, de Rehbock o la propuesta por la Sociète des Ingènieurs et Architectes Suisses (S.I.A.S.), sin embargo, de cara a los cálculos de esta depuradora, se ha decidido trabajar con un valor aproximado de 2/3 × µ igual a 0,43, lo que supone utilizar la fórmula simplificada de vertederos: Qv = 1,9 × L × h 3 / 2

Adoptándose esta última expresión y despejando el valor h de la altura de lámina, se llega a: Qv h =( )2/3 1,9 × L

donde: Qv L h

Caudal vertido por el aliviadero (m3/s). Longitud del umbral de vertido (m). Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m).

Esta última fórmula define una altura de la lámina de 0,19 m, tanto en situación actual como en situación futura, para el caso en que sea necesario aliviar el caudal máximo transportado por el colector de llegada (situación pésima). Por su parte, en el caso de que sea necesario aliviar el exceso o diferencia de caudal entre el máximo que pueden transportar las conducciones y el máximo admisible en pretratamiento, la altura de la lámina de agua adopta un valor inferior al pésimo (ver tablas de cálculo en las páginas siguientes). BY−PASS GENERAL DE PLANTA Para garantizar el aislamiento general de la planta, se dispone una compuerta mural motorizada de accionamiento eléctrico de 1 m x 1 m, que regula la conexión del pozo de gruesos con el pozo de bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento. Además, con objeto de proteger esta compuerta y evitar el paso de elementos muy gruesos que puedan quedar flotando en el pozo de bombeo, se coloca delante de ella, una reja de predesbaste, constituida por 9 barrotes de 1,5 cm de espesor con 10,81 cm de separación entre ellos. Igualmente, para efectuar el by−pass general de la E.D.A.R. se instala, en la obra de llegada, otra compuerta mural de accionamiento eléctrico de idénticas dimensiones (1 m × 1 m), que permitirá desviar, en casos excepcionales, el caudal de agua a tratar que entra en la depuradora, tras ser aliviado por el vertedero de seguridad de dicha obra de llegada. Este by−pass general se completa con una tubería de PRFV de 1.000 mm de diámetro nominal, que conduce los caudales aliviados hasta el río Pas (cota de correaguas en la salida: + 18,41 m). POZO DE GRUESOS El pozo de gruesos se encargará de retener las arenas y los sólidos de gran tamaño, de modo que se garantice la protección de los equipos de bombeo, al situarse éste antes de la elevación de agua bruta. El pozo de gruesos se ha dimensionado para un tiempo de retención hidráulico (Tr) superior a 1 minuto a caudal máximo admisible en pretratamiento (ver condiciones de diseño en las páginas siguientes), resultando unas dimensiones de 6 m de longitud por 3,1 m de anchura, con 2 metros de profundidad media a caudal máximo, proporcionando un volumen total de 37,2 m3. La geometría en la zona inferior del pozo se realizará con una inclinación de 45º respecto al plano horizontal. El fondo del pozo de gruesos se sitúa a cota + 14,56 m. Para la recogida de los sólidos sedimentados se dota al pozo de los equipos necesarios. La extracción de los residuos sedimentados se efectúa de forma mecánica mediante una cuchara bivalva electrohidráulica de 150 l de capacidad, sostenida mediante un puente grúa de 3,2 T y 14,8 m de luz, que permite y facilita la evacuación de los residuos a contenedor. Asimismo, se dispone un medidor de PH del agua bruta y un medidor de conductividad.

9

A continuación, se señalan los aspectos más relevantes de la definición geométrica del pozo de gruesos: Volumen necesario (m3) = Qmáx. adm. pret. (m3/h) × Tr (min) × (1 h / 60 min) donde: Qmáx. adm. pret. Tr

Caudal máximo admisible en pretratamiento (m3/h). Tiempo de retención a caudal máximo (minutos).

Volumen necesario = 2213,25 m3/h × 1 min × (1 h / 60 min) = 36,89 m3 Volumen adoptado = 37,2 m3 Dimensiones adoptadas: Anchura: 3,1 m Longitud: 6,0 m Profundidad media: 2,0 m Superficie en planta (m2) = Anchura (m) × Longitud (m) = = 3,1 m x 6,0 m = 18,6 m2 2 Superficie transversal (m ) = Anchura (m) × Profundidad media (m) = = 3,1 m x 2,0 m = 6,2 m2 Las condiciones de funcionamiento resultantes de la geometría adoptada, se obtienen a partir de los siguientes parámetros: Tiempo de retención a caudal máximo admisible en pretratamiento (Tr (Qmáx adm. pret.)): Tr (Qmáx adm. pret.) (min) = Volumen adoptado (m3) / Qmáx adm. pret. (m3/h) × (60 min / 1 h)

•

Tiempo de retención a caudal punta (Tr (Qpunta)): Tr (Qpunta) (min) = Volumen adoptado (m3) / Qpunta (m3/h) × (60 min / 1 h) •

Tiempo de retención a caudal medio (Tr (Qmedio)): Tr (Qmedio) (min) = Volumen adoptado (m3) / Qmedio (m3/h) × (60 min / 1 h) •

Tiempo de retención a caudal mínimo (Tr (Qmínimo)): Tr (Qmínimo) (min) = Volumen adoptado (m3) / Qmínimo (m3/h) × (60 min / 1 h) •

• Velocidad de sedimentación (Vsedimentación): Vsedimentación (m/s) = Qmáx adm. pret. (m3/h) / Superficie en planta (m2) × (1 h / 3600 s) • Velocidad transversal (Vtransversal): Vtransversal (m/s) = Qmáx adm. pret. (m3/h) / Superficie transversal (m2) × (1 h / 3600 s)

Carga superficial a caudal máximo admisible en pretratamiento (CS (Qmáx adm. pret.)): CS (Qmáx adm. pret.) (m3/m2/h) = Qmáx adm. pret. (m3/h) / Superficie en planta (m2) •

• Carga superficial a caudal punta (CS (Qpunta)): CS (Qpunta) (m3/m2/h) = Qpunta (m3/h) / Superficie en planta (m2) •

Carga superficial a caudal medio (CS (Qmedio)): 10

CS (Qmedio.) (m3/m2/h) = Qmedio (m3/h) / Superficie en planta (m2) Los valores de funcionamiento asociados a estos parámetros, junto con el resto de los detalles de dimensionamiento de la obra conjunta de llegada, se recogen en forma de tablas a continuación. Como puede comprobarse, todos ellos cumplen las condiciones de diseño estipuladas en el dimensionamiento del proceso.


PROYECTO:

Renedo de Piélagos

E.D.A.R.:

*** OBRA DE LLEGADA DE AGUA BRUTA: ALIVIADERO DE SEGURIDAD - BY-PASS GENERAL - POZO DE GRUESOS

***

1. LLEGADA DE AGUA BRUTA.

Año de Cálculo Llegada de Agua Bruta

Actual (2.001)

Futuro (2.026)

Material del colector de llegada a la E.D.A.R.

Poliester Reforzado con Fibra de Vidrio (PRFV)

Diámetro del colector de llegada a la E.D.A.R.

DN 1000 mm (φint = 981 mm)

Pendiente colector en el último tramo

3 por mil

Cota de la rasante a la llegada

16,56

m

16,56

m

Calado colector a caudal máx. admisible en pretratamiento

0,33

m

0,43

m

Cota del nivel del líquido en el colector en la llegada

16,89

m

16,99

m

Arqueta de conexión del colector de llegada con la obra de llegada de agua bruta

Conexión con obra de llegada

2. ALIVIADERO DE SEGURIDAD.

Año de Cálculo Condiciones de Diseño

Condiciones de Diseño

Actual (2.001) 3

Futuro (2.026) 3

Caudal máximo del colector de llegada

3445,88

m /h

3445,88

m /h

Caudal máx. admisible en pretratamiento

1304,85

m /h

3

2213,25

m /h

Caudal en exceso a aliviar

2141,03

3

m /h

1232,63

m3/h

3445,88

3

3445,88

m3/h

Caudal máximo a aliviar

m /h

3

Año de Cálculo Definición Geométrica

Definición Geométrica

Actual (2.001)

Futuro (2.026)

Longitud del vertedero

6,00

m

6,00

m

Cota solera arranque aliviadero

18,41

m

18,41

m

Cota del labio del vertedero

21,40

m

21,40

m

Altura del aliviadero

2,99

m

2,99

m

Año de Cálculo Condiciones de Funcionamiento

Condiciones de Funcionamiento

Actual (2.001)

Futuro (2.026)

Altura lámina líquida de vertido a caudal máximo

0,19

m

0,19

m

Altura lámina a caudal en exceso a aliviar

0,14

m

0,10

m

Limitación salida flotantes

Chapa deflectora que evita la salida de flotantes a través de alivio

Destino final de aguas en exceso

Río Pas

Río Pas

11

3. BY-PASS GENERAL DE LA E.D.A.R.

Año de Cálculo By-pass General de la E.D.A.R. By-pass general

Actual (2.001)

Poliester Reforzado con Fibra de Vidrio (PRFV)

Material colector salida by-pass

By-pass General de la E.D.A.R.

DN 1000 mm (φint = 981 mm)

Diámetro colector salida by-pass Cota correaguas colector salida by-pass Caudal máximo a by-pass

Futuro (2.026)

Compuerta de aislamiento de accionamiento eléctrico (1 m x 1 m)

18,41

m

18,41 3

3445,88

m 3

3445,88

m /h

m /h

4. POZO DE GRUESOS.



Actual (2.001)

Futuro (2.026)

Caudal medio diario

6263,20

m /d

10623,48

m3/d

Caudal máximo admisible de entrada

3445,88

m3/h

3445,88

m3/h

Caudal máx. admisible en pretratamiento

1304,85

3

m /h

2213,25

m3/h

521,94

3

m /h

885,30

m /h

260,97

3

m /h

442,65

m /h

130,49

3

m /h

221,33

m /h

>1

min

>1

min

Caudal punta Caudal medio horario Caudal mínimo (estimado) Tiempo retención a caudal máximo (Tr )

3

3 3 3

Año de Cálculo Definición Geométrica Volumen necesario

Actual (2.001)

Futuro (2.026)

3

3

21,75

36,89

m

m

Número de pozos

1

ud.

Volumen adoptado

37,20

m

Anchura

3,10

Longitud

6,00 2,00

m

18,60

m

2

6,20

m

2

6,20

m

45

º

45

º

1

ud.

37,20

m

m

3,10

m

m

6,00

m

2,00

m

18,60

m

3

3

Dimensiones adoptadas: Definición Geométrica

Profundidad media Superficie en planta Superficie transversal Inclinación de las paredes

2 2



Actual (2.001)

Futuro (2.026)

Cota del fondo del pozo de gruesos

14,56

m

14,56

m

Tiempo de retención a caudal máximo admisible en pretratamiento

1,71

min

1,01

min

Tiempo de retención a caudal punta

4,28

min

2,52

min

Tiempo de retención a caudal medio

8,55

min

5,04

min

Tiempo de retención a caudal mínimo

17,10

min

10,08

min

Velocidad de sedimentación

0,019

m/s

0,033

m/s

Velocidad transversal

0,058

m/s

0,099

m/s

Carga superficial a caudal máximo admisible en pretratamiento

70,15

m3/m2/h

118,99

m3/m2/h

Carga superficial a caudal punta

28,06

m /m /h

m /m /h

Carga superficial a caudal medio

14,03

Extracción de residuos Destino Aislamiento general de la E.D.A.R. Protección de la compuerta

3

2

47,60

3

2

23,80

m /m /h

3

2

3

m /m2/h

Cuchara bivalva en puente grúa Contenedor para recogida de residuos Compuerta de aislamiento de accionamiento eléctrico (1 m x 1 m) Reja de predesbaste

12

12.5.2. Bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento. Después de la obra de llegada y pozo de gruesos, el agua residual que entra en la depuradora pasa al pozo de bombeo donde se instalan los equipos de bombeo necesarios para la elevación del agua bruta a tratamiento. Se ha diseñado un único pozo de bombeo con una profundidad de 10,04 m, una longitud de 8 m y un ancho de 3 m. El fondo del pozo de bombeo se dispone a cota + 14,56 m. En él se instalarán seis (al menos una en reserva) bombas sumergibles centrífugas de caudal unitario 442,65 m3/h y altura manométrica 10 m.c.a., que permitirán impulsar el caudal máximo a tratar (2213,25 m3/h en el año horizonte 2.026). En funcionamiento a caudal medio, estará activa una única bomba tanto en situación actual (2.001) como en situación futura (2.026), permaneciendo las cinco restantes en reserva. Por su parte, en funcionamiento a caudal máximo admisible en pretratamiento, se activarán 3 bombas en situación actual y 5 bombas en situación futura, permaneciendo 3 y 1 bomba en reserva, respectivamente. Al menos el equipo de bombeo activo, estará provisto de variador de frecuencia regulado por un controlador de nivel de detección de alturas por ultrasonidos. Este variador actuará de modo escalonado sobre las bombas, de forma que se mantenga constante el nivel de agua en el pozo y se regule el caudal sin variaciones bruscas del mismo y dentro del rango de funcionamiento requerido. El resto de las bombas serán de arranque estático. Las bombas tienen una potencia unitaria instalada de 21,27 Kw, una velocidad de giro de 960 r.p.m., y van acopladas sobre un zócalo de montaje. Las impulsiones de las bombas serán independientes. Para ello, se colocarán 6 tuberías, una por cada bomba, de 400 mm de diámetro en acero inoxidable AISI-316 capaces de impulsar los 442,65 m3/h de caudal unitario por bomba. Asimismo, se dispone una válvula de retención en cada una de las tuberías de impulsión del agua bruta. Las principales características del dimensionamiento del bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento se adjuntan en la página siguiente.

13


PROYECTO:

Renedo de Piélagos

E.D.A.R.:

***

BOMBEO DE ELEVACIÓN DE AGUA BRUTA A TRATAMIENTO

***

1. CONDICIONES DE DISEÑO.


Futuro (2.026)

1304,85

3

m /h

2213,25

m3/h

Caudal punta

521,94

3

m /h

885,30

m3/h

Caudal medio

260,97

m /h

3

442,65

m /h

Caudal mínimo

130,49

3

221,33

m /h

Caudal máximo admisible pretratamiento Condiciones de Diseño

Actual (2.001)

m /h

3 3

2. EQUIPOS DE BOMBEO A INSTALAR.

Año de Cálculo Equipos de Bombeo a Instalar Caudal máximo a elevar Caudal medio de elevación Nº de pozos de bombeo

Actual (2.001)

Futuro (2.026)

1304,85

3

m /h

2213,25

m /h

260,97

3

442,65

m3/h

m /h

3

1

ud.

1

ud.

Anchura

3,00

m

3,00

m

Longitud

8,00

m

8,00

m

Profundidad

10,04

m

10,04

m

Dimensiones del pozo de bombeo

Bomba sumergible centrífuga

Tipo de bombas a instalar Nº de bombas a instalar Equipos de Bombeo a Instalar

6

uds.

6

uds.

Caudal teórico unitario

260,97

m3/h

442,65

m3/h

Caudal unitario adoptado

442,65

3

442,65

m3/h

m /h

Nº de bombas en funcionamiento (a caudal medio) (*)

1

ud.

1

ud.

5

ud.

5

ud.

3

ud.

5

ud.

3

ud.

1

ud.

Altura manométrica

10

m.c.a.

10

m.c.a.

Velocidad de giro

960

r.p.m.

960

r.p.m.

Activas Reserva

Nº de bombas en funcionamiento (a caudal máximo admisible en pretratamiento) Activas

(*)

Reserva

Potencia instalada de cada bomba

Activas

(*)

:

21,27

Kw

21,27

Kw

El equipo de bombeo activo debe estar provisto de variador de frecuencia.

14

3. ALTURA DE ELEVACIÓN.

Año de Cálculo Altura de Elevación

Altura de Elevación

Actual (2.001)

Futuro (2.026)

Cota del bombeo de elevación

24,60

m

24,60

m

Nivel máximo del líquido en pozo bombas sumergibles

16,76

m

16,76

m

Cota del fondo del pozo de bombeo

14,56

m

14,56

m

4. TUBERÍAS DE IMPULSIÓN.

Año de Cálculo Tuberías de Impulsión Nº de tuberías de impulsión a construir Tuberías de Impulsión

Diámetro de cada tubería

Actual (2.001) 6

uds.

6

uds.

400

mm

400

mm

Acero inoxidable AISI-316

Material Caudal máximo en tubería impulsión

Futuro (2.026)

442,65

3

m /h

442,65

3

m /h

12.5.3. Pretratamientos. La primera línea de actuación en el proceso de depuración de aguas residuales es la eliminación de las materias gruesas, elementos gruesos y arenosos, que perturban el tratamiento y la eficiencia de los equipos e instalaciones de la E.D.A.R. Este objetivo fundamental de eliminar los residuos de mayor tamaño presentes en el agua residual que pueden ocasionar problemas de funcionamiento en los procesos posteriores, se lleva a la práctica mediante las operaciones y procesos que forman parte del pretratamiento. Las operaciones de pretratamiento que se aplican en la Estación Depuradora de Aguas Residuales de Renedo de Piélagos, constan de los siguientes elementos y procesos:  Cámara de reparto a canales de desbaste.  Desbaste de sólidos gruesos.  Tamizado de sólidos finos.  Cámara de reparto a desarenado−desengrasado.  Desarenado−desengrasado.

12.4.3.1. Cámara de reparto a canales de desbaste. Tras el bombeo de elevación de agua bruta, el agua residual pasa a una cámara tranquilizadora o cámara de reparto donde se distribuye hasta los canales de desbaste. Dicha cámara de reparto posee una longitud de 8 m y 1 m de ancho, con una profundidad media de 1,3 m. La comunicación de la cámara de reparto con los canales de desbaste se realiza mediante tres compuertas murales automáticas (una por cada canal de desbaste proyectado) de dimensiones 0,6 m × 0,8 m. El fondo de la cámara de reparto se sitúa a cota + 23,99 m y la parte más alta de la misma a cota + 25,3 m.

15

12.5.3.1. Desbaste de gruesos. El desbaste de gruesos tiene por objeto retener y separar los cuerpos de tamaño considerable, flotantes y en suspensión, que arrastra el agua residual. Para ello, se instalan rejas de desbaste que intercepten las materias que por sus excesivas dimensiones podrían dificultar el funcionamiento de las unidades posteriores (desarenador, medidor de caudal, etc.), evitando posteriores depósitos y posibles obstrucciones en canales y conducciones, y garantizando de este modo una mayor eficacia en los tratamientos posteriores. El desbaste de gruesos aplicado en la depuradora de Renedo de Piélagos está formado por tres canales de desbaste de 0,6 m de anchura y 1,43 m de altura máxima cada uno, dotados de tres rejas de gruesos de limpieza automática de 30 mm de luz libre entre pletinas y espesor de las mismas 12 mm. La regulación del automatismo se realiza por diferencia de nivel y temporizador. En situación futura (2.026) funcionarán los tres canales de desbaste, mientras que en situación actual únicamente estarán activos dos de ellos. La cota del fondo de los canales de desbaste en la zona de desbaste de gruesos es la + 23,99 m, mientras que la parte más alta del canal se sitúa a cota + 25,30 m. Los residuos sólidos vierten a un tornillo transportador−compactador de 1,5 m3/h de capacidad, 0,75 Kw de potencia y 4,5 m de longitud que, a su vez, descarga en un contenedor para la recogida de sólidos del desbaste de gruesos. El parámetro de control fundamental en la comprobación de funcionamiento de las rejas es la velocidad de paso del agua entre los barrotes. Por esta razón el desbaste se dimensiona para una velocidad de paso inferior a 1 m/s a caudal máximo admisible en pretratamiento, acorde con los rangos de velocidades de paso recomendadas en las distintas bibliografías. VPASO (Qmáx. adm. pret.) = (Qmáx. adm. pret. / Nº líneas funcionando) / (STOTAL × P × A) ≤ 1 m/s donde: VPASO (Qmáx. adm. pret.) Qmáx. adm. pret. Nº líneas funcionando STOTAL P

Velocidad efectiva de paso del agua residual a través de la reja de desbaste (m/s) a caudal máximo admisible en pretratamiento. Caudal máximo admisible en pretratamiento (m3/s). Número de canales de desbaste en funcionamiento en cada situación analizada (uds). Superficie transversal total de cada canal de desbaste (m2). Coeficiente de paso libre (adimensional), que responde a la expresión: P=

siendo: E e A

E 30 = = 0,714 E + e 30 + 12

Luz libre o separación entre barrotes (30 mm). Espesor de los barrotes (12 mm). Coeficiente de atascamiento (Se considera admisible que el 30% (fracción de atascamiento) del espacio entre barrotes esté ocupado por residuos, lo que supone un coeficiente de atascamiento de 0,7).

16

Tomando como base este parámetro de diseño, la superficie transversal de cada canal de desbaste será: STOTAL ≥ (Qmáx. adm. pret. / Nº líneas funcionando) / (VPASO (Qmáx. adm. pret.) × P × A)  Situación actual (2.001): STOTAL ≥ (1304,85 m3/h × (1 h / 3600 s) / 2 uds) / ((1 m/s) × 0,714 × 0,7) ≥ 0,36 m2  Situación futura (2.026): STOTAL ≥ (2213,25 m3/h × (1 h / 3600 s) / 3 uds) / ((1 m/s) × 0,714 × 0,7) ≥ 0,41 m2 Adoptando una superficie unitaria para cada canal de desbaste de 0,48 m2 y una anchura total de cada canal de 0,6 m, es necesario un alto útil de 0,8 m. Se colocarán un total de 15 barrotes (espesor 12 mm), separados entre sí 30 mm. El ancho útil de cada canal es función de las características de los barrotes de la reja de gruesos según la expresión: Ancho útil canal (m) = (n – 1) × (E (m)) donde: nNúmero de barrotes de la reja de gruesos (uds). E Separación entre barrotes (m). Ancho útil canal = (15 – 1) × 0,03 m = 0,42 m En consecuencia, cada canal (desbaste de gruesos), posee las siguientes dimensiones: Ancho canal adoptado: 0,60 m Ancho útil del canal: 0,42 m Alto útil: 0,80 m Resguardo: 0,51 m Alto total: 1,31 m Los detalles de dimensionamiento de los canales de desbaste en la zona de desbaste de gruesos se incluyen en las tablas de cálculos justificativos que se presentan al final de este apartado. Asimismo se recoge la comprobación del cumplimiento de las condiciones de funcionamiento de los mismos, que fueron estipuladas al comienzo del dimensionamiento, y que se definen a partir de los parámetros que se describen a continuación. • Velocidad en canal a caudal máximo admisible en pretratamiento (Vcanal (Qmáx adm. pret.)): Vcanal (Qmáx adm. pret.) (m/s) = ((Qmáx adm. pret. (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria adoptada (m2)

Velocidad en canal a caudal punta (Vcanal (Qpunta)): Vcanal (Qpunta) (m/s) = ((Qpunta (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria adoptada (m2) •

Velocidad en canal a caudal medio (Vcanal (Qmedio)): Vcanal (Qmedio) (m/s) = ((Qmedio (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria adoptada (m2) •

•

Velocidad de paso a caudal máximo admisible en pretratamiento (Vpaso (Qmáx adm. pret.)):

17

Vpaso (Qmáx adm. pret.) (m/s) = ((Qmáx adm. pret. (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria de paso adoptada (m2) Velocidad de paso a caudal punta (Vpaso (Qpunta)): Vpaso (Qpunta) (m/s) = ((Qpunta (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria de paso adoptada (m2) • Velocidad de paso a caudal medio (Vpaso (Qmedio)): Vpaso (Qmedio) (m/s) = ((Qmedio (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria de paso adoptada (m2) •

En lo que respecta a la producción de residuos y arenas, la estimación del volumen de materias retenidas en la reja de gruesos se ha realizado a partir de los valores de referencia de la tasa de producción recomendados por el “Manual de Diseño de Estaciones Depuradoras de Aguas Residuales” (Aurelio Hernández Lehmann) publicado por el Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos en 1.997. Según esta publicación, • Velocidad en canal a caudal máximo admisible en pretratamiento (Vcanal (Qmáx adm. pret.)): Vcanal (Qmáx adm. pret.) (m/s) = ((Qmáx adm. pret. (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria adoptada (m2) Velocidad en canal a caudal punta (Vcanal (Qpunta)): Vcanal (Qpunta) (m/s) = ((Qpunta (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria adoptada (m2) •

Velocidad en canal a caudal medio (Vcanal (Qmedio)): Vcanal (Qmedio) (m/s) = ((Qmedio (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria adoptada (m2) •

Velocidad de paso a caudal máximo admisible en pretratamiento (Vpaso (Qmáx adm. pret.)): Vpaso (Qmáx adm. pret.) (m/s) = ((Qmáx adm. pret. (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria de paso adoptada (m2) •

• Velocidad de paso a caudal punta (Vpaso (Qpunta)): Vpaso (Qpunta) (m/s) = ((Qpunta (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria de paso adoptada (m2) • Velocidad de paso a caudal medio (Vpaso (Qmedio)): Vpaso (Qmedio) (m/s) = ((Qmedio (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria de paso adoptada (m2) En lo que respecta a la producción de residuos y arenas, la estimación del volumen de materias retenidas en la reja de gruesos se ha realizado a partir de los valores de referencia de la tasa de producción recomendados por el “Manual de Diseño de Estaciones Depuradoras de Aguas Residuales” (Aurelio Hernández Lehmann) publicado por el Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos en 1.997. Según esta publicación,

18


PROYECTO:

Renedo de Piélagos

E.D.A.R.:

***

DESBASTE DE SÓLIDOS GRUESOS

***

1. CONDICIONES DE DISEÑO.


Futuro (2.026)

Caudal máximo admisible pretratamiento

1304,85

m3/h

2213,25

m3/h

Caudal punta

521,94

3

m /h

885,30

m3/h

260,97

3

442,65

m /h

Caudal medio Fracción de atascamiento admitida


Actual (2.001)

30

m /h %

30

3

%

Coeficiente atascamiento

0,70

Velocidad de paso a caudal máx. adm. pret.

<1

m/s

<1

m/s

3

uds.

3

uds.

Nº de líneas funcionando

2

uds.

3

uds.

Luz libre o separación entre barrotes (E )

30

mm

30

mm

Espesor de los barrotes (e )

12

mm

12

mm+H22

Nº de barrotes

15

uds.

15

uds.

Nº de líneas instaladas

Coeficiente de paso libre (P )

0,70

0,714

0,714

2. CARACTERÍSTICAS GEOMÉTRICAS.


Actual (2.001)

Futuro (2.026)

m

2

0,41

m

0,18

m

2

0,20

m2

Ancho canal adoptado

0,60

m

0,60

m

Ancho útil canal

0,42

m

0,42

m

Alto útil

0,80

m

0,80

m

Resguardo

0,51

m

0,51

m

Alto total

1,31

m

1,31

m

Superficie unitaria adoptada

0,48

m

2

0,48

m

Superficie total

0,96

m2

1,44

m2

Superficie unitaria de paso adoptada

0,34

m

2

0,34

m2

2

1,02

m2

23,99

m

Superficie unitaria necesaria Superficie útil necesaria

0,36

2

Dimensiones adoptadas


Superficie total de paso

0,68

m

Cota del fondo del canal de desbaste

23,99

m

2

19

3. CONDICIONES DE FUNCIONAMIENTO.



Actual (2.001)

Futuro (2.026)

Velocidad en canal a caudal máx. adm. pret.

0,38

m/s

0,43

m/s

Velocidad en canal a caudal punta

0,15

m/s

0,17

m/s

Velocidad en canal a caudal medio

0,08

m/s

0,09

m/s


0,53

m/s

0,60

m/s

Velocidad de paso a caudal punta

0,21

m/s

0,24

m/s

Velocidad de paso a caudal medio

0,11

m/s

0,12

m/s

Automático

Sistema de limpieza

Por diferencia de nivel y temporizador

Regulación automatismo

Tornillo transportador-compactador a contenedor

Forma de extracción de residuos

1,5 m3/h

Capacidad del tornillo transportador Longitud del tornillo transportador

4,5 m

Aislamiento del canal de desbaste

Compuerta automática mural (0,6 m x 0,8 m)

4. PRODUCCIÓN Y EVACUACIÓN DE RESIDUOS Y ARENAS.

Año de Cálculo Producción y Evacuación de Residuos y Arenas

Futuro (2.026)

Población total

31316

hab-eq.

37941

hab-eq.

Caudal medio

260,97

m3/h

442,65

m3/h

Tasa producción de residuos (reja gruesa) Producción diaria de residuos Producción y Evacuación de Residuos y Arenas

Actual (2.001)

8 0,69

Capacidad del tornillo transportador

3

m /d

8 0,83

l/hab/año 3

m /d


Forma de extracción de residuos Nº tornillos transportador-compactador

l/hab/año

1

ud. 3

1,5

m /h

Longitud del tornillo transportador

4,5

Tiempo de funcionamiento diario

0,46

Capacidad del contenedor

6

Tiempo entre evacuaciones

8,70

1

ud. 3

1,5

m /h

m

4,5

m

h/d

0,55

h/d

m3

6

m3

días

7,23

días

12.5.3.2. Tamizado de sólidos finos. Con el fin de asegurar un proceso de eliminación de residuos sólidos eficiente, el proceso de desbaste de gruesos se complementa con un tamizado de sólidos finos, que elimine las partículas en suspensión. Básicamente, el tamizado consiste en una filtración sobre un soporte mucho más delgado que las rejas de desbaste. En el proceso de tamizado de sólidos finos, al igual que en el caso de desbaste de sólidos gruesos, se adoptan tres líneas independientes, compuestas por sendos canales de tamizado de 0,6 m de ancho y 1,43 m de altura máxima, dotados cada uno de ellos de un tamiz automático autolimpiable de 3 mm de luz libre de paso y sistema de regulación del automatismo por diferencia de nivel y temporizador.

20

De modo análogo al desbaste de gruesos, en situación futura (2.026) funcionarán los tres canales de desbaste, mientras que en situación actual únicamente estarán activos dos de ellos. La longitud total de los canales de desbaste (desbaste de gruesos y tamizado de finos) es de 7 metros. La cota del fondo de los canales de desbaste en la zona de tamizado de finos es la + 23,87 m, mientras que la cota de coronación de los muros es la + 25,30 m. Los residuos sólidos retenidos por los tamices se envían mediante un tornillo transportador−compactador de 1,5 m3/h de capacidad, 0,75 Kw de potencia y 4,5 m de longitud, hasta descargarlos en un contenedor para la recogida de sólidos del tamizado de finos. Cada uno de los canales de desbaste, una vez sobrepasada la zona de tamizado de finos, se encuentra aislado de la cámara de reparto a desarenado−desengrasado mediante una compuerta mural de accionamiento eléctrico de 0,6 m × 0,8 m. Las instalaciones y elementos a disponer en los canales de desbaste, se completan con el conjunto de tuberías de fundición (DN 150 mm), válvulas de compuerta y codos para el vaciado de dichos canales hacia el pozo de gruesos, así como con el conjunto de pasamuros para el vaciado de los canales (acero inoxidable AISI-316 DN 150 mm). El dimensionamiento hidráulico del tamizado de finos se realiza siguiendo los principios y criterios básicos ya señalados en el caso del desbaste de sólidos gruesos. Se ha adoptado como parámetro de diseño el mismo valor de la velocidad de paso ya utilizada en el desbaste de gruesos (≤ 1 m/s). VPASO (Qmáx. adm. pret.) = (Qmáx. adm. pret. / Nº líneas funcionando) / (STOTAL × P × A) ≤ 1 m/s donde: VPASO (Qmáx. adm. pret.) Velocidad efectiva de paso del agua residual a través del tamiz (m/s) a caudal máximo admisible en pretratamiento. Qmáx. adm. pret. Caudal máximo admisible en pretratamiento (m3/s). Nº líneas funcionando Número de canales de tamizado en funcionamiento en cada situación analizada (uds). STOTAL Superficie transversal total de cada canal de tamizado (m2). P Coeficiente de paso libre (adimensional), que responde a la expresión: P=

E 3 = = 0,5 E +e 3+3

siendo: E Luz libre de paso del tamiz (3 mm). e Espesor de los elementos filtrantes (3 mm). A Coeficiente de atascamiento (Se considera admisible que el 10% (fracción de atascamiento) del espacio entre elementos filtrantes esté ocupado por residuos, lo que supone un coeficiente de atascamiento de 0,9). Tomando como base este parámetro de diseño, la superficie transversal de cada canal de desbaste en la zona de tamizado de finos será: STOTAL ≥ (Qmáx. adm. pret. / Nº líneas funcionando) / (VPASO (Qmáx. adm. pret.) × P × A)  Situación actual (2.001): STOTAL ≥ (1304,85 m3/h × (1 h / 3600 s) / 2 uds) / ((1 m/s) × 0,5 × 0,9 ≥ 0,40 m2  Situación futura (2.026): STOTAL ≥ (2213,25 m3/h × (1 h / 3600 s) / 3 uds) / ((1 m/s) × 0,5 × 0,9 ≥ 0,46 m2 21

Adoptando una superficie unitaria de cada canal de tamizado de 0,54 m2 y una anchura total de cada canal de 0,6 m (idéntica a la de los canales de desbaste en la zona de desbaste de gruesos), es necesario un alto útil de 0,9 m en la zona de tamizado de finos. Se colocarán un total de 100 elementos filtrantes (espesor 3 mm), separados entre sí 3 mm. El ancho útil de cada canal en la zona de tamizado es función de las características de los elementos filtrantes del tamiz según la expresión: Ancho útil canal (m) = (n – 1) × (E (m)) donde: nNúmero de elementos filtrantes del tamiz de finos (uds). E Separación entre elementos filtrantes (m). Ancho útil canal = (100 – 1) × 0,003 m = 0,297 m ≈ 0,30 m En consecuencia, cada canal (tamizado de finos), posee las siguientes dimensiones: Ancho canal adoptado: 0,60 m Ancho útil del canal: 0,30 m Alto útil: 0,90 m Resguardo: 0,53 m Alto total: 1,43 m De forma análoga al desbaste de gruesos, los detalles de dimensionamiento de los canales de desbaste en la zona de tamizado de finos se adjuntan en las tablas de cálculos justificativos que se incluyen al final de este apartado. Asimismo se recogen y comprueban las condiciones de funcionamiento de estos canales, definidas a partir de los parámetros que se señalan a continuación. • Velocidad en canal de tamizado a caudal máximo admisible en pretratamiento (Vcanal tamizado (Qmáx adm. pret.)): Vcanal tamizado (Qmáx adm. pret.) (m/s) = ((Qmáx adm. pret. (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria adoptada (m2) • Velocidad en canal de tamizado a caudal punta (Vcanal tamizado (Qpunta)): Vcanal tamizado (Qpunta) (m/s) = ((Qpunta (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria adoptada (m2)

Velocidad en canal de tamizado a caudal medio (Vcanal tamizado (Qmedio)): Vcanal tamizado (Qmedio) (m/s) = ((Qmedio (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria adoptada (m2) •

Velocidad de paso a caudal máximo admisible en pretratamiento (Vpaso (Qmáx adm. pret.)): Vpaso (Qmáx adm. pret.) (m/s) = ((Qmáx adm. pret. (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria de paso adoptada (m2) •

Velocidad de paso a caudal punta (Vpaso (Qpunta)): Vpaso (Qpunta) (m/s) = ((Qpunta (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria de paso adoptada (m2) • Velocidad de paso a caudal medio (Vpaso (Qmedio)): Vpaso (Qmedio) (m/s) = ((Qmedio (m3/h) × (1 h / 3600 s)) / Nº líneas funcionando) / Superficie unitaria de paso adoptada (m2) •

En lo que se refiere a la producción de residuos y arenas generados en el proceso de tamizado de sólidos finos, la estimación del volumen de materias retenidas en los tamices se ha realizado a partir de los valores de referencia de la tasa de producción recomendados por el “Manual de Diseño de Estaciones

22

Depuradoras de Aguas Residuales” (Aurelio Hernández Lehmann) publicado por el Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos en 1.997, como ya se había comentado anteriormente. Según esta publicación, para una luz libre de paso del tamiz de 3 mm, puede adoptarse un valor de la tasa de producción de residuos en torno a 20 l/hab/año, con lo que se genera un volumen diario de residuos de:  Situación actual (2.001): Producción residuos = 20 l/hab/año × 31.316 hab-eq. × (1 año / 365 días) = 1.715,95 l/d = = 1,72 m3/d  Situación futura (2.026): Producción residuos = 20 l/hab/año × 37.941 hab-eq. × (1 año / 365 días) = 2.078,96 l/d = = 2,08 m3/d Análogamente al caso anterior, las pérdidas de carga producidas en los tamices de finos se calculan en el apartado “12.8. Cálculos Hidráulicos: Línea Piezométrica” de este anejo.

23

3. CONDICIONES DE FUNCIONAMIENTO.



Actual (2.001)

Futuro (2.026)

Velocidad en canal a caudal máx. adm. pret.

0,34

m/s

0,38

m/s

Velocidad en canal a caudal punta

0,13

m/s

0,15

m/s

Velocidad en canal a caudal medio

0,07

m/s

0,08

m/s


0,67

m/s

0,76

m/s

Velocidad de paso a caudal punta

0,27

m/s

0,30

m/s

Velocidad de paso a caudal medio

0,13

m/s

0,15

m/s

Autolimpiable

Sistema de limpieza

Por diferencia de nivel y temporizador

Regulación automatismo


Forma de extracción de residuos

1,5 m3/h

Capacidad del tornillo transportador Longitud del tornillo transportador Aislamiento del canal tras el tamizado

***

m Saneamiento de la 4,5 Cuenca Media del Pas-Pisueña

PROYECTO:

Compuerta Renedo de automática Piélagos mural (0,8 m x 0,8 m)

E.D.A.R.:

TAMIZADO DE SÓLIDOS FINOS

***

4. PRODUCCIÓN Y EVACUACIÓN DE RESIDUOS Y ARENAS.

Año de Cálculo Producción y Evacuación de Residuos y Arenas 1. CONDICIONES DE DISEÑO.

Actual (2.001)

Población total

31316

medio CondicionesCaudal de Diseño

Caudal máximo admisible pretratamiento Producción diaria de residuos

Actual (2.001)

punta Forma de extracción de residuos Producción Caudal y EvacuaciónCaudal medio Nº tornillos transportador-compactador de Residuos atascamiento admitida y Arenas Fracción de Capacidad del tornillo transportador Condiciones de Diseño

20

1304,85

3 1,72m /h

10

37941

hab-eq.

m3/h

442,65

m3/h

3

m /d

3

1 m /h

ud.

1,5 %

m /h

0,90

4,5

m

Velocidad Tiempo de pasode a caudal máx. adm. pret. funcionamiento diario

<1

1,15m/s

h/d

3 2,08m /h

l/hab/año 3

m /d

442,65 10

3

1 m /h

ud.

1,5 %

m /h

0,90

4,5

m

<1

3

1,39m/s

h/d

6 uds.

m3

3

2,88uds.

3

mm

mm

3

mm

uds.

100

uds.

3

6 uds.

Nº de líneas funcionando Tiempo entre evacuaciones

2

3,49uds.

Luz libre de paso del tamiz (E )

3

mm

3 100

Coeficiente de paso libre (P )

2213,25

3

Nº de líneas instaladas Capacidad del contenedor

Nº de elementos filtrantes

20

3

CoeficienteLongitud atascamiento del tornillo transportador

Espesor elementos filtrantes (e )

Futuro (2.026)

l/hab/año

3 885,30 m3/h /h Tornillo transportador-compactador am contenedor

521,94 260,97

hab-eq.

Año de Cálculo

260,97

Tasa producción de residuos (tamizado)

Futuro (2.026)

0,500

m

3

días

días

0,500

2. CARACTERÍSTICAS GEOMÉTRICAS.


Actual (2.001)

Futuro (2.026)

Superficie unitaria necesaria

0,40

m

2

0,46

m

Superficie útil necesaria

0,18

m

2

0,20

2

m2

Ancho canal adoptado

0,60

m

0,60

m

Ancho útil canal

0,30

m

0,30

m

Alto útil

0,90

m

0,90

m

Resguardo

0,53

m

0,53

m

Alto total

1,43

m

1,43

m

Superficie unitaria adoptada

0,54

m

2

0,54

m

Superficie total

1,08

m2

1,62

m2

Superficie unitaria de paso adoptada

0,27

m2

0,27

m2

Superficie total de paso

0,54

m

2

0,81

m2

Cota del fondo del canal en zona tamizado

23,87

m

23,87

m

Dimensiones adoptadas


2

24

25

12.8. cálculos hidráulicos: línea piezométrica de la e.d.a.r. 12.6. Cálculos hidráulicos: Línea piezométrica de la E.D.A.R. En este apartado se incluyen todos los cálculos hidráulicos que ha sido necesario realizar para definir la línea piezométrica de la Estación Depuradora de Aguas Residuales de Renedo de Piélagos. En general, la estimación de las pérdidas de carga producidas a lo largo de toda la línea se ha efectuado siguiendo las recomendaciones recogidas en la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995) y en el “Manual de Diseño de Estaciones Depuradoras de Aguas Residuales” de Aurelio Hernández Lehmann (Servicio de Publicaciones del Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos, 1.997). Dichos criterios de cálculo se han completado con las distintas bibliografías existentes al respecto. La cota de la rasante del “colector interceptor Puente Viesgo−Renedo” del Saneamiento de la Cuenca Media del Pas−Pisueña, en el punto de llegada a la E.D.A.R. es la + 16,56 m, mientras que la cota de vertido en el río Pas del colector de salida de agua tratada de la E.D.A.R. se sitúa a cota + 18,00 m. A partir de este último punto, se desarrolla el cálculo de la línea piezométrica de la planta, considerándose como situación para el cálculo el caso de que por la planta circulen los caudales máximos por línea en situación futura (situación más desfavorable de funcionamiento de la E.D.A.R.). Para una mejor comprensión de los cálculos realizados, en la página siguiente se adjunta un croquis de la línea piezométrica de la E.D.A.R., con indicación de las cotas definidas en cada uno de los procesos y elementos, cuya estimación se desarrolla de forma detallada en los cálculos que se incluyen a continuación de ésta.

CROQUIS DE LA LÍNEA PIEZOMÉTRICA DE LA E.D.A.R.

26

CÁLCULOS HIDRÁULICOS: DATOS DE PARTIDA Año de Cálculo Actual (2.001) Futuro (2.026) 3445,48 m3/h 260,97 m3/h 521,94 m3/h 1304,85 m3/h 521,94 m3/h

Caudal máximo admisible en conducciones Caudal medio Caudal máximo punta Caudal máximo admisible en pretratamiento Caudal máximo biológico

3445,48 m3/h 442,65 m3/h 885,30 m3/h 2213,25 m3/h 885,30 m3/h

VERTIDO DEL EFLUENTE DE AGUA TRATADA EN EL RÍO PAS V E R T ID O E N E L R ÍO P A S 2 2 ,2 5

2 0 ,7 9 2

M á x c re c o rd

1 8 ,0 0 1 7 ,4 0

T u b e r í a s a l id a D N 600 P R FV

•

Cota de vertido del efluente de agua tratada en el río Pas:

+ 18,00 m.

El colector de salida del agua tratada de la depuradora efectúa su vertido en el río Pas a la cota + 18,00 m. DEPÓSITO DE ALMACENAMIENTO DE AGUA TRATADA D E P Ó S IT O D E A L M A C E N A M IE N T O D E A G U A TR ATA DA 2 2 ,4 5 2 2 ,0 0

2 1 ,2 0

2 1 ,1 5

2 1 ,0 9 2 1 ,0 4

C a n a l P a r s h a ll

T u b e r í a s a l id a D N 600 PR FV

1 8 ,6 5

1 8 ,6 5

27

Estimación de las pérdidas de carga en la tubería de salida del agua tratada, que conecta el depósito de almacenamiento con el punto de vertido en el río Pas (∆Htubería salida): 0,183 m.

∆ Htubería salida = ∆ Hcontinuas + ∆ Hlocalizadas ∆ Hcontinuas = L × i donde: L i

Longitud estimada de la tubería de salida de agua tratada desde el depósito de almacenamiento hasta el punto de vertido en el río Pas (m). Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Bazin. V2 i= 2 A

siendo: V A

Velocidad en la tubería (m/s). Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: A=

G

87 × Rh G + Rh1 / 2

Coeficiente de rugosidad, que toma los siguientes valores: Agua bruta Agua desarenada Agua decantada

Rh

0,46 0,30 0,16

Radio hidráulico medio = Sección mojada / Perímetro mojado

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida por la tubería = 885,30 m3/h Tubería de salida: DN 600 mm en PRFV (φinterior = 0,588 m) Sección de la tubería = π × (0,588 m)2 / 4 = 0,2715 m2 Velocidad en la tubería = 885,30 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2715 m2 = 0,9056 m/s Longitud estimada de la tubería de salida = 80 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 0,2715 m2 / (π × 0,588 m) = 0,147 m A=

i=

87 × 0,147 = 23,5349 0,16 + 0,1471 / 2

0,9056 2 = 0,0015 23,5349 2

m/m

∆Hcontinuas = 80 m × 0,0015 m/m =0,12 m

28

∆H localizadas = λ ×

V2 2 ×g

donde:

λ Coeficiente de pérdida de carga localizada (Puesta en carga y descarga: λ = 0,5 + 1= 1,5) V Velocidad en la tubería (m/s). g Aceleración de la gravedad (m/s2). ∆H localizadas = 1,5 ×

0,9056 2 = 0,0630 m 2 × 9,81

∆ Htubería salida = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas = 0,12 + 0,063 = 0,183 m. Estimación de las pérdidas de carga en la salida del depósito de agua tratada, en el punto de ubicación de la compuerta de salida (∆Hsalida depósito): 0,063 m. La estimación de las pérdidas de carga se realiza asimilando la salida al paso de un depósito a una tubería. Se considera que la velocidad aguas arriba del orificio V0 es despreciable respecto a la velocidad aguas abajo V1. ∆H salida

depósito

=λ×

2

2

V1 V = (1 + k ) × 1 2× g 2× g

donde:

λ Coeficiente de pérdida de carga localizada (caso de aristas vivas: k = 0,5). V1 Velocidad aguas abajo (m/s). g Aceleración de la gravedad (m/s2). Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = 885,30 m3/h Tubería de salida: DN 600 mm en PRFV (φinterior = 0,588 m) Sección de la tubería = π × (0,588 m)2 / 4 = 0,2715 m2 Velocidad en la tubería = 885,30 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2715 m2 = 0,9056 m/s Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: 2

ΔH salida

depósito

= (1 + k ) ×

V1 0,9056 2 = (1 + 0,5) × = 0,063 m 2× g 2 × 9,81

∆ Hsalida depósito = 0,063 m.

29

Nivel del líquido en la cámara anexa al depósito de almacenamiento de agua tratada: +

•

21,04 m. El nivel alcanzado por la cota del agua tratada tras el vertedero colocado después del depósito de almacenamiento, es decir, en la cámara anexa al depósito, viene condicionado por la máxima crecida ordinaria en el río Pas (definida como la media de los máximos caudales anuales, en su régimen natural, producidos durante diez años consecutivos, que sean representativos del comportamiento hidráulico de la corriente), que define el cauce o álveo del Pas (ver obtención en el Apéndice de este anejo). Se ha contrastado (L. B. Leopold), con carácter general, considerando un buen número de casos, que la media de los caudales máximos anuales presenta un periodo de retorno de 2 o 3 años, por lo que se puede considerar, siempre con carácter general y como valor medio, que un río o arroyo, en una llanura aluvial, construye un cauce que se corresponde con el terreno cubierto por las aguas en una avenida de periodo de retorno del orden de 3 años. Para la determinación del nivel del líquido tras el vertedero se tienen en cuenta las pérdidas de carga producidas entre la salida del agua tratada del depósito de almacenamiento y el vertido en el río, así como la cota alcanzada por la máxima crecida ordinaria en el Pas (Zmáx. crec. ord. = 20,792 m).

Nivel del líquido tras el vertedero del depósito de almacenamiento de agua tratada = Zmáx. crec. ord. +

∆Htubería salida + ∆Hsalida depósito Nivel del líquido tras el vertedero del depósito de almacenamiento de agua tratada = 20,792 + 0,183 + 0,063 = + 21,038 m = + 21,04 m. •

Cota del umbral del vertedero anexo al depósito de almacenamiento de agua tratada: + 21,09 m.

Considerando una guarda hidráulica de 0,05 m, el umbral del vertedero del depósito de almacenamiento se sitúa a cota + 21,09 m. •

Nivel del líquido en el depósito de almacenamiento de agua tratada:

+ 21,15 m.

Por su parte, el nivel alcanzado por el agua tratada en el depósito de almacenamiento en el caso en que circule el caudal máximo (situación más desfavorable), se calcula añadiendo a la cota del umbral, la altura de la lámina sobre el vertedero producida por dicho caudal. Nivel del líquido en el depósito de almacenamiento de agua tratada = 21,09 + hlámina Qv hlá min a = ( )2/3 1,9 × L

donde: Qv Caudal aliviado por el vertedero(m3/s). L Longitud del umbral de vertido (m). h Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m). hlá min a = (

Qv 885,3m 3 / h × (1h / 3600 s ) 2 / 3 )2/3 = ( ) = 0,0574 m 1,9 × L 1,9 × 9,4m

30

Nivel del líquido en el depósito de almacenamiento agua tratada = 21,09 + 0,0574 = = 21,1474 m = + 21,15 m. •

Cota del fondo del depósito de almacenamiento de agua tratada y del fondo de la cámara anexa al

mismo: + 18,65 m. La cota del fondo del depósito de almacenamiento de agua tratada se determina teniendo en cuenta que el alto útil del depósito son 2,50 m. El fondo de la cámara anexa al depósito de almacenamiento de agua tratada (tras el vertedero) se sitúa a la misma cota que el fondo de dicho depósito. Cota del fondo del depósito de almacenamiento de agua tratada = 21,15 – 2,50 = = + 18,65 m. Cota del fondo de la cámara anexa al depósito de almacenamiento de agua tratada = + 18,65 m. Cota de correaguas de la tubería de vertido de agua tratada a la salida del depósito de almacenamiento: + 18,65 m. •

Asimismo, el correaguas de la tubería de vertido de agua tratada, a la salida del depósito de almacenamiento, se sitúa a cota + 18,65 m. •

Cota de la parte superior del depósito de almacenamiento de agua tratada:

+ 22,00 m.

La parte superior de la losa dispuesta sobre el depósito de almacenamiento de agua tratada, se sitúa a cota + 22,00 m.

CANAL PARA MEDIDA DE CAUDAL DE AGUA TRATADA (TIPO PARSHALL) •

Cota del fondo del canal posterior al Parshall:

+ 21,20 m.

La cota del fondo del canal posterior al Parshall se encuentra 0,05 m por encima del nivel del líquido en el depósito de almacenamiento de agua tratada, es decir, a cota + 21,20 m. •

Cota del fondo del canal en la salida del Parshall: + 21,20 m.

•

Nivel del líquido a la salida del canal Parshall: + 21,63 m.

Nivel del líquido a la salida del Parshall = Cota del fondo en la salida del Parshall + + Calado a la salida del Parshall (Hc) El calado de agua tratada a la salida del Parshall (Hc) es 0,436 m como se deduce del dimensionamiento del medidor de caudal. Nivel del líquido a la salida del Parshall = 21,1974 + 0,436 = 21,6334 = + 21,63 m. •

Cota mínima del fondo del canal Parshall:

+ 21,16 m.

31

Cota mínima del fondo del canal Parshall = Cota del fondo en la salida del Parshall + K − N siendo K y N dos de los parámetros de la definición geométrica del Parshall diseñado (Parshall de ancho de garganta 0,229 m). (Ver dimensionamiento del medidor de caudal en canal tipo Parshall en el apartado 12.4.12 de este anejo). Cota mínima del fondo del canal Parshall = 21,20 + 0,076 − 0,114 = 21,162 m = = + 21,16 m. •

Cota del fondo del canal al comienzo del Parshall: + 21,27 m.

Cota del fondo del canal al comienzo del Parshall = Cota mínima canal Parshall + N donde N es uno de los parámetros de la definición geométrica del Parshall diseñado. Cota del fondo del canal al comienzo del Parshall = 21,16 + 0,114 = 21,274 m = = + 21,27 m. •

Nivel del líquido al comienzo del Parshall:

+ 21,87 m.

Nivel del líquido al comienzo del Parshall = Cota del fondo al comienzo del Parshall + Calado a la entrada del Parshall (Ha) Nivel del líquido al comienzo del Parshall = 21,27 + 0,6 = + 21,87 m M E D ID A D E C A U D A L D E A G U A T R A T A D A (C A N A L P A R S H A L L ) 2 2 ,4 5 2 2 ,0 3

2 1 ,9 3

2 1 ,9 3

2 2 ,0 0 2 1 ,8 7 2 1 ,6 3

2 1 ,3 2

2 1 ,2 7

2 1 ,2 7

2 1 ,2 0

2 1 ,2 0

2 1 ,1 5

2 1 ,1 6 C a n a l d e tra n s ic ió n C a n a l d e s in fe c c ió n p o r r a y o s u l t r a v io l e t a

C a n a l P a rs h a ll D e p ó s it o a l m a c e n a m i e n t o a g u a tra ta d a

CANAL DE TRANSICIÓN ENTRE EL CANAL DE DESINFECCIÓN POR RAYOS ULTRAVIOLETAS Y EL CANAL PARSHALL •

Cota del fondo en el punto final del canal de transición:

+ 21,27 m.

La cota del fondo en el punto final del canal de transición entre la desinfección por rayos ultravioletas y el canal Parshall es la misma que la cota del fondo en el comienzo del canal Parshall. •

Nivel del líquido en el punto final del canal de transición (aguas arriba del Parshall): + 21,93 m.

32

Nivel del líquido en el punto final del canal de transición = Cota del fondo al comienzo del Parshall + Calado aguas arriba del Parshall (Hm) El calado de agua tratada aguas arriba del Parshall (Hm) es 0,66 m como puede observarse en el dimensionamiento del medidor de caudal. Nivel del líquido en el punto final del canal de transición = 21,27 + 0,66 = = + 21,93 m. •

Estimación de las pérdidas de carga por rozamiento en el canal de transición (entre el canal de

desinfección por rayos ultravioletas y el canal Parshall) (∆ Hcanal transición):

0,0022 m.

Las pérdidas de carga por rozamiento en el canal (régimen libre) se calculan utilizando la formulación de Bazin.

∆Hcanal transición = L × i donde: L i

Longitud del canal de transición desde la desinfección hasta el Parshall (m). Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formula de Bazin. V2 i= 2 A

siendo: V A

Velocidad en el canal (m/s). Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: A=

87 × Rh G + Rh1/ 2

G

Coeficiente de rugosidad, que toma los siguientes valores: Agua bruta 0,46 Agua desarenada 0,30 Agua decantada 0,16

Rh

Radio hidráulico medio = Sección mojada / Perímetro mojado Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo en el canal = 885,30 m3/h Ancho del canal = 0,710 m Calado en el canal = 0,66 m Sección del canal = 0,710 m × 0,66 m = 0,4686 m2 Perímetro mojado del canal = 0,710 m + 2 × 0,66 m = 2,03 m. Velocidad máxima en el canal = 885,30 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,4686 m2 = 0,5248 m/s Longitud de canal = 8 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene:

33

Rh = 0,4686 m2 / 2,03 m = 0,2308 m A=

i=

87 × 0,2308 = 31,354 0,16 + 0,23081 / 2

0,5248 2 = 0,0003 m / m 31,354 2

∆ Hcanal transición = 8 m × 0,0003 m/m = 0,0024 m. •

Cota del fondo en el punto inicial del canal de transición: + 21,27 m.

Cota del fondo en el punto inicial del canal de transición = Cota del fondo en el punto final del canal de transición + ∆Hcanal transición Cota del fondo en el punto inicial del canal de transición = 21,27 m + 0,0024 m = = 21,2724 m = + 21,27 m. •

Nivel del líquido en el punto inicial del canal de transición: + 21,93 m.

Nivel del líquido en el punto inicial del canal de transición = Nivel del líquido en el punto final del canal de transición + ∆Hcanal transición Nivel del líquido en el punto inicial del canal de transición = 21,93 m + 0,0024 m = = 21,9324 m = + 21,93 m. CANAL DE DESINFECCIÓN POR RAYOS ULTRAVIOLETAS •

Cota del fondo en el punto final del canal de desinfección: + 21,32 m.

Puesto que entre el canal de desinfección y el canal de transición existe un escalón de 0,05 m, la cota del fondo en el punto final del canal de desinfección por rayos ultravioletas es: Cota del fondo en el punto final del canal de desinfección = Cota del fondo en el punto inicial del canal de transición + 0,05 m Cota del fondo en el punto final del canal de desinfección = 21,2724 + 0,05 = 21,3224 m = + 21,32 m. •

Nivel líquido en el canal de desinfección tras los bancos de rayos ultravioletas: + 22,03 m.

Nivel líquido en el canal de desinfección tras los bancos de rayos ultravioletas = Cota del fondo en el punto final del canal de desinfección + Calado necesario para ultravioleta Nivel líquido en el canal de desinfección tras los bancos de rayos ultravioletas = = 21,3224 + 0,710 = 22,0324 m = + 22,03 m.

34

•

Pérdidas de carga estimadas en los bancos de rayos ultravioletas (∆Hbancos ultravioleta): 0,05 m.

•

Pérdidas de carga estimadas en el canal de desinfección (∆Hcanal desinfección): 0,01 m.

•

Nivel líquido al comienzo del canal de desinfección por rayos ultravioletas: + 22,08 m.

Nivel líquido al comienzo del canal de desinfección por rayos ultravioletas = Nivel líquido en el canal de desinfección tras los bancos de ultravioleta + ∆Hbancos ultravioleta Nivel líquido al comienzo del canal de desinfección por rayos ultravioletas = = 22,0324 + 0,05 = 22,0824 m = + 22,08 m. Cota del fondo en el punto inicial del canal de desinfección: + 21,33 m.

•

Cota del fondo en el punto inicial del canal de desinfección = Cota del fondo en el punto final del canal de desinfección + ∆Hcanal desinfección Cota del fondo en el punto inicial del canal de desinfección = 21,3224 + 0,01 = 21,3324 m = + 21,33 m.

D E S IN F E C C IÓ N P O R R A Y O S U L T R A V IO L E T A S 2 2 ,8 2 2 2 ,4 5 2 2 ,1 0 A r q u e t a r e c o g id a a g u a d e c a n ta d a

2 2 ,4 5

2 2 ,1 0

2 1 ,3 3

2 1 ,3 3

C a n a l p r e v io

2 2 ,0 8

2 2 ,0 3

2 1 ,3 3

2 1 ,3 2

C a n a l d e s in fe c c i ó n p o r r a y o s u lt r a v io le t a

2 1 ,9 3 2 1 ,2 7 C a n a l d e t r a n s ic ió n

CANAL QUE PRECEDE LA DESINFECCIÓN POR RAYOS ULTRAVIOLETAS •

Cota del fondo en el punto final del canal que precede la desinfección por rayos ultravioletas: + 21,33 m.

•

Pérdidas de carga estimadas en la compuerta situada a la entrada del canal de desinfección (∆Hcompuerta): 0,02 m.

•

Nivel líquido al final del canal que precede a la desinfección por rayos ultravioletas : + 22,10 m. Nivel líquido al final del canal que precede a la desinfección por rayos ultravioletas = Nivel líquido al comienzo de canal de desinfección por rayos ultravioletas + ∆Hcompuerta Nivel líquido al final del canal que precede a la desinfección por rayos ultravioletas = 22,0824 + 0,02 = 22,1024 m = + 22,10 m.

35

•

Estimación de las pérdidas de carga por rozamiento en el canal que precede a la desinfección (∆Hcanal antes de desinfección): 0,001 m.

Las pérdidas de carga por rozamiento en el canal previo a desinfección (régimen libre) se calculan utilizando la formulación de Bazin.

∆Hcanal antes de desinfección = L × i donde: L i

Longitud del canal que precede al canal de desinfección por rayos ultravioletas (m). Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formula de Bazin. V2 i= 2 A siendo: V A G

Velocidad en el canal (m/s). Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: Coeficiente de rugosidad, que toma los siguientes valores: Agua bruta Agua desarenada Agua decantada

Rh

0,46 0,30 0,16

Radio hidráulico medio = Sección mojada / Perímetro mojado A=

87 × Rh G + Rh1/ 2

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo en el canal = 885,30 m3/h Ancho del canal = 0,710 m Calado en el canal = 0,77 m Sección del canal = 0,710 m × 0,77 m = 0,5467 m2 Perímetro mojado del canal = 0,710 m + 2 × 0,77 m = 2,25 m Velocidad máxima en el canal = 885,30 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,5467 m2 = 0,4498 m/s Longitud de canal = 5 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 0,5467 m2 / 2,25 m = 0,2430 m A=

i=

87 × 0,2430 = 32,3777 0,16 + 0,24301 / 2

0,4498 2 = 0,0002 m / m 32,3777 2

36

∆ Hcanal antes de desinfección = 5 m × 0,0002 m/m = 0,001 m. •

Cota del fondo en el punto inicial del canal que precede a la desinfección por rayos ultravioleta:

+ 21,33 m.

Cota del fondo en el punto inicial del canal que precede a la desinfección = Cota del fondo en el punto final del canal que precede a la desinfección + ∆Hcanal antes de desinfección Cota del fondo en el punto inicial del canal que precede a la desinfección = 21,33 + 0,001 = 21,331 m = + 21,33 m. •

Nivel del líquido en el punto inicial del canal que precede a la desinfección por rayos ultravioleta:

+ 22,10 m.

Nivel del líquido en el punto inicial del canal que precede a la desinfección = Nivel del líquido en el punto final del canal que precede a la desinfección + ∆Hcanal antes de desinfección Nivel del líquido en el punto inicial del canal que precede a la desinfección = 22,10 + 0,001 = 22,101 m = + 22,10 m. ARQUETA RECOGIDA AGUA DECANTADA EN LOS DECANTADORES SECUNDARIOS A R Q U E T A D E R E C O G ID A DE AG UA D ECA N TADA 2 2 ,8 2

2 2 ,1 6 2 2 ,4 5

2 2 ,3 2

2 2 ,2 5

2 2 ,1 1

T u b e ría re c o g id a a g u a d e c a n ta d a D N 600 PR FV

2 1 ,3 3

2 2 ,1 0

2 1 ,3 3 C a n a l p r e v io a d e s in f e c c ió n

2 0 ,3 0 2 0 ,1 0

•

Estimación de las pérdidas de carga en la salida de la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios hacia el canal que precede a la desinfección por rayos ultravioletas (∆Harqueta recogida 2º - canal): 0,0137 m.

37

La estimación de las pérdidas de carga se realiza asimilando la salida al paso de un depósito a un canal en régimen libre. Para dicha estimación suele emplearse la formulación de las conducciones carga, ante la inexistencia de teorías suficientemente desarrolladas para el cálculo de estas pérdidas de carga. Se considera que la velocidad aguas arriba del orificio V0 no es despreciable respecto a la velocidad aguas abajo V1 y que la entrada se realiza de forma brusca. 2

∆H arquerta

recogida 2 º − canal

V V = (1 + k × (1 − 0 )) × 1 V1 2× g

donde: k V0 V1 g

Coeficiente de pérdida de carga localizada (caso de aristas vivas: k = 0,5). Velocidad aguas arriba del orificio de salida (m/s). Velocidad aguas abajo (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = 885,30 m3/h Velocidad aguas arriba (V0) = 885,30 m3/h × (1 h / 3600 s) / (2 × 0,78 ) m2 = 0,1576 m/s Velocidad aguas abajo (V1) = 885,30 m3/h × (1 h / 3600 s) / (0,71 × 0,77 ) m2 = 0,4498 m/s

∆H arquerta

recogida

2 º − canal

= (1 + 0,5 × (1 −

0,1576 0,4498 2 )) × = 0,0137 m 0,4498 2 ×9,81

∆ Harqueta recogida 2º - canal = 0,0137 m. •

Nivel del líquido en la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios tras el vertedero: + 22,11 m.

Nivel del líquido en la arqueta de recogida de agua de los decantadores secundarios tras el vertedero = 22,10 + ∆ Harqueta recogida 2º - canal Nivel del líquido en la arqueta de recogida de agua de los decantadores secundarios tras el vertedero = 22,10 + 0,0137 = 22,1137 m = + 22,11 m. •

Cota del fondo de la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios tras el vertedero: + 21,33 m.

•

Cota del umbral del vertedero de la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios: + 22,16 m.

Considerando una guarda hidráulica de 0,05 m, el umbral del vertedero de la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios se sitúa a cota + 22,16 m. Nivel del líquido en la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios: +

•

22,32 m.

38

El nivel alcanzado por el agua procedente de los decantadores secundarios en la arqueta de recogida de los mismos, se calcula añadiendo a la cota del umbral, la altura de la lámina sobre el vertedero producida por el caudal máximo de diseño de la decantación secundaria. Nivel del líquido en la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios = 22,16 + hlámina Qv hlá min a = ( )2/3 1,9 × L

donde: Qv L h

Caudal aliviado por el vertedero (m3/s). Longitud del umbral de vertido (m). Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m). hlá min a = (

Qv 885,3m 3 / h × (1h / 3600 s ) 2 / 3 )2/3 = ( ) = 0,1612 m 1,9 × L 1,9 × 2m

Nivel del líquido en la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios = 22,16 + 0,1612 = 22,3212 m = + 22,32 m. •

Cota de la parte superior de la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios: + 22,82 m. Se considera un resguardo de 0,5 m, con lo que la parte superior de la arqueta de recogida del agua decantada estará a cota + 22,82 m. Cota del fondo de la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios: + 20,10

•

m. DECANTACIÓN SECUNDARIA D E C A N T A C IÓ N S E C U N D A R IA 2 2 ,6 9

2 2 ,7 4

2 2 ,5 9

2 3 ,2 8

2 2 ,5 9

D e c a n ta d o r = 2 1 ,6 m . 2 2 ,7 8

2 2 ,2 5

2 2 ,0 9

2 2 ,2 5

T u b e r í a a l im e n t a c i ó n D N 500 H A

2 0 ,7 0 1 9 ,2 8 1 8 ,2 0

T u b e ría re p a rto a d e c a n ta d o r s e c u n d a r io D N 5 0 0 P R F V

1 7 ,4 0

T u b e r í a r e c o g id a a g u a d e c a n ta d a D N 500 PR FV

La línea piezométrica en la decantación secundaria se ha estimado para la situación pésima de cálculo (decantador 1).

39

• •

Cota de correaguas de la tubería de recogida del agua decantada (DN 600 mm PRFV) a su llegada a la arqueta de recogida del agua de los decantadores secundarios: + 20,30 m. Estimación de las pérdidas de carga localizadas en la entrada de la tubería a la arqueta de recogida del agua de la decantación secundaria: (∆Hentrada arqueta): 0,042 m.

Según la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995), la estimación de las pérdidas de carga puede realizarse aproximadamente como el paso de una tubería a un depósito. Esta bibliografía sugiere el cálculo de esta pérdida de carga como una tubería en carga, según la expresión: 2 V ∆H entrada arqueta = k × 0 2× g donde: k

Coeficiente de pérdida de carga localizada  V k = 1 − 1 V0 

V0 V1

   

2

Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). Velocidad aguas abajo del orificio (m/s). Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida por la tubería = 885,30 m3/h Tubería de entrada: DN 600 mm en PRFV (φinterior = 0,588 m) Sección de la tubería = π × (0,588 m)2 / 4 = 0,2715 m2 Velocidad en la tubería (aguas arriba del orificio) (V1) = 885,30 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2715 m2 = 0,9056 m/s

La velocidad aguas abajo del orificio puede considerarse prácticamente despreciable frente a la velocidad aguas arriba. ∆H entrada

= (1 − 0 ) × 2

arqueta

0,9056 2 = 0,042 m 2 × 9,81

∆ Hentrada arqueta = 0,042 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en la tubería DN 600 mm (PRFV) que une la decantación secundaria con la arqueta de recogida de agua decantada (∆Htubería DN 600): 0,1245 m.

∆Htubería DN 600 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas ∆Hcontinuas = L × i donde: L Longitud estimada de la tubería de DN 600 mm que une la decantación secundaria con la arqueta de recogida de agua decantada (m). i Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Bazin. 40

i=

V2 A2

siendo: V

Velocidad en la tubería (m/s).

A

G

Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: 87 × Rh A= G + Rh1 / 2 Coeficiente de rugosidad, que toma los siguientes valores: Agua bruta 0,46 Agua desarenada 0,30 Agua decantada 0,16

Rh

Radio hidráulico medio = Sección mojada / Perímetro mojado Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida por la tubería = 885,30 m3/h Tubería de salida: DN 600 mm en PRFV (φinterior = 0,588 m) Sección de la tubería = π × (0,588 m)2 / 4 = 0,2715 m2 Velocidad en la tubería = 885,30 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2715 m2 = 0,9056 m/s Longitud estimada del tramo de tubería = 44 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 0,2715 m2 / (π × 0,588 m) = 0,147 m 87 × 0,147 = 23,5349 0,16 + 0,147 1 / 2 0,9056 2 i= = 0,0015 m / m 23,5349 2 A=

∆Hcontinuas = 44 m × 0,0015 m/m = 0,066 m ∆H localizadas = λ ×

λ

V g

V2 2 ×g

donde: Coeficiente de pérdida de carga localizada: Puesta en descarga: λ = 1 Codos a 45º: λ = 2 × 0,2 = 0,4 Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). ∆H localizadas = (1 + 0,4) ×

0,9056 2 = 0,0585 m 2 × 9,81

41

∆ Htubería DN 600 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas = 0,066 + 0,0585 = 0,1245 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en la tubería DN 500 mm (PRFV) que une el segundo y tercer decantador secundario (∆H1 tubería DN 500): 0,0705 m.

∆H1 tubería DN 500 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas ∆Hcontinuas = L × i donde: L (m). i

V A

Longitud estimada de la tubería de DN 500 mm que une el segundo y tercer decantador secundario Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Bazin. V2 i= 2 A siendo: Velocidad en la tubería (m/s). Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: A=

87 × Rh G + Rh1 / 2

G


Rh

Radio hidráulico medio = Sección mojada / Perímetro mojado Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida por la tubería = 885,30 × 2/3 = 590,2 m3/h Tubería de salida: DN 500 mm en PRFV (φinterior = 0,506 m) Sección de la tubería = π × (0,506 m)2 / 4 = 0,2011 m2 Velocidad en la tubería = 590,2 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2011 m2 = 0,8152 m/s Longitud estimada del tramo de tubería = 38 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 0,2011 m2 / (π × 0,506 m) = 0,1265 m 87 × 0,1265 = 21,3422 0,16 + 0,12651 / 2 0,8152 2 i= = 0,0015 m / m 21,3422 2 A=

∆Hcontinuas = 38 m × 0,0015 m/m = 0,057 m 42

∆H localizadas = λ ×

V2 2 ×g

donde:

λ

Coeficiente de pérdida de carga localizada (Codos a 45º: λ = 2 × 0,2 = 0,4) Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2).

V g

∆H localizadas = 0,4 ×

0,8152 2 = 0,0135 m 2 × 9,81

∆ H1 tubería DN 500 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas = 0,057 + 0,0135 = 0,0705 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en la tubería DN 500 mm (PRFV) que une el primer y segundo decantador secundario (∆H2 tubería DN 500): 0,0212 m.

∆H2 tubería DN 500 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas ∆Hcontinuas = L × i donde: L Longitud estimada de la tubería de DN 500 mm que une el primer y segundo decantador secundario (m). i Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Bazin. V2 i= 2 A siendo: V A

G

Rh

Velocidad en la tubería (m/s). Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: 87 × Rh A= G + Rh1 / 2 Coeficiente de rugosidad, que toma los siguientes valores: Agua bruta 0,46 Agua desarenada 0,30 Agua decantada 0,16 Radio hidráulico medio = Sección mojada / Perímetro mojado Valores de referencia para los cálculos:

Caudal máximo de salida por la tubería = 885,30 × 1/3 = 295,1 m3/h Tubería de salida: DN 500 mm en PRFV (φinterior = 0,506 m)

43

Sección de la tubería = π × (0,506 m)2 / 4 = 0,2011 m2 Velocidad en la tubería = 295,1 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2011 m2 = 0,4076 m/s Longitud estimada del tramo de tubería = 34 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 0,2011 m2 / (π × 0,506 m) = 0,1265 m 87 × 0,1265 = 21,3422 0,16 + 0,12651 / 2 0,4076 2 i= = 0,0004 m / m 21,3422 2 A=


λ

V2 2 ×g

donde: Coeficiente de pérdida de carga localizada: Puesta en carga: λ = 0,5 Codos a 45º: λ = 2 × 0,2 = 0,4

V g

Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). ∆H localizadas = (0,5 + 0,4) ×

0,4076 2 = 0,0076 m 2 × 9,81

∆ H2 tubería DN 500 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas = 0,0136 + 0,0076 = 0,0212 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en la salida del decantador secundario (∆Hsalida decantador 0,0127 m. 2º):

La estimación de las pérdidas de carga a la salida del decantador secundario, se realiza asimilando la salida al paso de un depósito a una tubería. Se considera que la velocidad aguas arriba del orificio V0 es prácticamente despreciable respecto a la velocidad aguas abajo V1. 2

∆H salida

decantador

2º

2

V V = λ × 1 = (1 + k ) × 1 2× g 2× g

donde:

λ V1

Coeficiente de pérdida de carga localizada (caso de aristas vivas: k = 0,5). Velocidad aguas abajo (m/s). Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = 885,30 × 1/3 = 295,1 m3/h (primer decantador)

44

Tubería de salida: DN 500 mm en PRFV (φinterior = 0,506 m) Sección de la tubería = π × (0,506 m)2 / 4 = 0,2011 m2 Velocidad en la tubería = 295,1 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2011 m2 = 0,4076 m/s Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: 2 V1 0,4076 2 ΔH salida decantador 2 º = (1 + k ) × = (1 + 0,5) × = 0,0127 m 2× g 2 × 9,81 ∆ Hsalida decantador 2º = 0,0127 m. • Estimación de las pérdidas de carga en el cambio de dirección semicanal−salida del decantador secundario (∆Hsemicanal-salida decantador 2º): 0,0021 m. 2 V ∆H semicanal −salida decantador 2 º = λ × 1 2×g donde: Coeficiente de pérdida de carga localizada (λ = 1,5). V1 g

Velocidad (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2).

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = 885,30 × 1/3 = 295,1 m3/h Sección de salida = 0,5 m × 1 m = 0,5 m2 Velocidad = 295,1 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,5 m2 = 0,1639 m/s Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: 2 V1 0,1639 2 ∆H semicanal −salida decantador 2 º = λ × = 1,5 × = 0,0021 m 2× g 2 × 9,81 ∆ Hsemicanal-salida decantador 2º = 0,0021 m. •

Cota de correaguas de la tubería de recogida del agua decantada a la salida del decantador secundario (DN 500 mm PRFV):

•

+ 20,70 m.

Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador secundario (punto bajo): 22,59 m.

+

La cota alcanzada por el agua decantada en el canal de salida del primero de los decantadores secundarios (situación más desfavorable), en el punto más bajo, se obtiene sumando al nivel líquido de la arqueta de recogida del agua de la decantación secundaria todas las pérdidas de carga continuas y localizadas producidas en las tuberías de conducción del agua decantada desde el decantador secundario hasta la arqueta, así como en los puntos singulares de salida del decantador y entrada a la arqueta de recogida, según la expresión: Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador secundario (punto bajo) = 22,32 + ∆Hentrada arqueta + ∆Htubería DN 600 + ∆H1 tubería DN 500 + ∆H2 tubería DN 500 + ∆Hsalida decantador 2º + ∆Hsemicanal-salida decantador 2º

45

Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador secundario (punto bajo) = 22,32 + 0,042 + 0,1245 + 0,0705 + 0,0212 + 0,0127 + 0,0021 = 22,593 m = = + 22,59 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en el semicanal periférico de recogida del decantador secundario (∆Hsemicanal periférico salida decantador 2º): 0,0011 m.

Las pérdidas de carga producidas en el semicanal periférico de recogida de agua decantada en el decantador secundario se calculan a partir de la formulación de Bazin.

∆H = L × i donde: L i

Longitud del semicanal periférico de recogida de agua decantada (m). Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Bazin. V2 i= 2 A siendo:

V A

Velocidad en el canal (m/s). Coeficiente de derrame, que responde a la expresión:

G

87 × Rh G + Rh1 / 2 Coeficiente de rugosidad, que toma los siguientes valores: Agua bruta 0,46 Agua desarenada 0,30 Agua decantada 0,16

Rh


A=

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo hidráulico de cálculo = 885,30 / 3 / 2 = 147,55 m3/h Longitud del canal perimetral = π × 21,6 = 67,86 m Longitud del semicanal perimetral = π × 21,6 / 2 = 33,93 m Ancho del canal de recogida de agua = 0,5 m Altura del canal = 0,6 m Guarda hidráulica = 0,1 m Altura de agua = Altura del canal − Guarda hidráulica = 0,5 m Superficie canal = 0,5 × 0,5 = 0,25 m2 Perímetro mojado = 0,5 + 2 × 0,5 = 1,5 m Velocidad en el canal = 147,55 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,25 m2 = 0,1639 m/s Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 0,25 m2 / 1,5 m = 0,1667 m A=

87 × 0,1667 = 25,5203 0,16 + 0,16671 / 2

46

i=

0,1639 2 = 0,0001 m / m 25,5203 2

∆H = 33,93 m × 0,0001 m/m = 0,0034 m ∆ Hsemicanal periférico salida decantador 2º = 1 / 3 × ∆H = 1 / 3 × 0,0034 m = 0,0011 m. •

Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador secundario (punto alto): 22,59 m.

+

Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador secundario (punto alto) = Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador secundario (punto bajo) + ∆Hsemicanal periférico salida decantador 2º

Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador secundario (punto alto) = 22,59 + 0,0011 = + 22,59 m. •

Cota del fondo del canal de salida del decantador secundario: + 22,09 m.

La cota del fondo del canal de salida del decantador secundario se obtiene teniendo en cuenta que la altura útil de dicho canal son 0,5 m. Cota del fondo del canal de salida del decantador secundario (punto bajo) = 22,59 − 0,5 = + 22,09 m. •

Cota del umbral del vertedero de obra civil del decantador secundario:

+ 22,69 m.

Considerando una guarda hidráulica de 0,10 m, el umbral del vertedero de obra civil del decantador secundario se sitúa a cota + 22,69 m. •

Cota del umbral del vertedero metálico del decantador secundario: + 22,74 m.

Considerando una guarda hidráulica de 0,05 m, el umbral del vertedero metálico del decantador secundario se ubica a cota + 22,74 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en el vertedero metálico de recogida del agua decantada del decantador secundario (∆Hvertedero metálico decantador 2º): 0,0352 m.

Las pérdidas de carga asociadas al paso del agua decantada por el vertedero metálico del decantador secundario se estima a partir de la siguiente expresión: 1

∆H vertedero

metálico

decantador

2º

Q =( ) 2, 47 1,32 × tg ( β / 2)

donde: Q Caudal máximo hidráulico de cálculo de la decantación secundaria por unidad de decantación 3 (m /s).

47

β

Ángulo formado por las ranuras triangulares del vertedero (º).

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo hidráulico de cálculo = 885,30 / 3 = 295,1 m3/h Altura de las ranuras = 0,07 m Ángulo de las ranuras triangulares = 90º Tipo de reparto (longitud vertedero / perímetro) = 50% Anchura máxima de la ranura = 0,14 m Perímetro del decantador = π × 21,6 = 67,86 m Número de ranuras teóricas = 67,86 m / (2 × 0,14 m) = 242,35 uds Número de ranuras adoptadas = 242 uds Separación real entre ranuras = 0,14 m Reparto real (longitud vertedero / perímetro) = 50% Caudal máximo por ranura = 295,1 m3/h / 242 uds = 1,2194 m3/h = 3,39.10-4 m3/s Aplicando estos valores a la expresión anterior se obtiene: 1

∆H vertedero

metálico

decantador

2º

1

Q 3,39 ×10 −4 =( ) 2, 47 = ( ) 2 , 47 = 0,0352 m 1,32 × tg ( β / 2) 1,32 × tg (90 / 2)

∆ Hvertedero metálico decantador 2º = 0,0352 m. •

Nivel del líquido en el decantador secundario:

+ 22,78 m.

Nivel del líquido en el decantador secundario = 22,74 + ∆Hvertedero metálico decantador 2º Nivel del líquido en el decantador secundario = 22,74 + 0,0352 = 22,7752 m = + 22,78 m. •

Cota de la parte superior del decantador secundario:

+ 23,28 m.

Se ha adoptado un resguardo de 0,5 m en el decantador secundario, con lo que la parte superior del decantador secundario, se sitúa a cota + 23,28 m. •

Cota inferior de la parte cilíndrica del decantador secundario: + 19,28 m.

El decantador secundario posee una altura cilíndrica útil de 3,5 m. Para obtener la cota inferior de dicha zona cilíndrica, basta restar 3,5 m a la cota del nivel del líquido en el decantador. Cota inferior de la parte cilíndrica del decantador secundario = Nivel del líquido en el decantador secundario − 3,5 m Cota inferior de la parte cilíndrica del decantador secundario = 22,78 − 3,5 = + 19,28 m. •

Cota inferior de la parte cónica del decantador secundario: + 18,20 m.

El decantador secundario posee una altura cónica útil de 1,08 m, con lo que la cota inferior de dicha zona será:

48

Cota inferior de la parte cónica del decantador secundario = Cota inferior de la parte cilíndrica del decantador secundario − 1,08 m Cota inferior de la parte cónica del decantador secundario = 19,28− 1,08 = = + 18,20 m. Cota inferior de la poceta de fangos del decantador secundario: + 17,40 m.

•

Cota inferior de la poceta de fangos del decantador secundario = Cota inferior de la parte cónica del decantador secundario − 0,8 m Cota inferior de la poceta de fangos del decantador secundario = 18,20 − 0,8 = + 17,40 m. Estimación de las pérdidas de carga en la corona de reparto del decantador secundario (en las ventanas de entrada) (∆Hventanas decantador): 0,0003 m.

•

Las pérdidas de carga en las ventanas de entrada al decantador se calculan como un orificio no sumergido totalmente o libre (sus aristas no están completamente por debajo del nivel del agua), con contracción lateral y suprimida en el fondo. Dichas pérdidas de carga se obtienen a partir de la siguiente expresión: 2

∆H ven tan as

decantador

V 1 V2 = 2× − 1 2× g 2× g m

donde: m

V

Coeficiente de caudal (m = m (L/P)). Los valores del coeficiente de caudal se encuentran tabulados en función de la relación existente entre el espesor de la pared de la ventana (L) y el perímetro de la sección del orificio (P) (tabla 21.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995).). Velocidad teórica a través de la ventana (m/s). V = Q /S siendo:

Q S V1 g V/m

Caudal a través de la ventana (m3/h). Sección de la ventana (m2). Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). Parámetro que define la velocidad en la contracción.

Valores de referencia para los cálculos: Caudal de cálculo = (885,3 + 1 × 442,65) / 3 uds = 442,65 m3/h Diámetro de la corona de reparto = 1,5 m Nº de ventanas de entrada al decantador = 6 uds Ancho de la ventana = π × 1,5 / 12 = 0,39 m Altura de la ventana = 1,2 m Altura sumergida de la ventana = 1 m 49

Longitud de la comunicación o espesor de la pared de la ventana (L) = 0,25 m Perímetro de la sección de la ventana sumergida (P) = 0,39 + 1 × 2 = 2,39 m Relación L/P = 0,25 / 2,39 = 0,1046 ⇒ m = 0,6725 (deducido de la tabla 2.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” para la condición de carga asociada (caso B)). Velocidad aguas arriba del orificio (V1) ≈ 0 m/s Velocidad teórica a través del orificio (V) = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 6 uds / (1 m × 0,39 m) = 0,0525 m/s Aplicando los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga en las ventanas de: 2

∆H ven tan as

decantador

=

V1 1 V2 1 0,0525 2 × − = × = 0,0003 m m 2 2 × g 2 × g 0,6725 2 2 × 9,81

∆ Hventanas decantador = 0,0003 m.

REPARTO

A

DECANTACIÓN

SECUNDARIA,

DESFOSFATACIÓN

QUÍMICA

Y

RECIRCULACIÓN AUXILIAR DEL LICOR MEZCLA

R E C IR C U L A C IÓ N D E L L IC O R M E Z C L A , D E S F O S FA T A C IÓ N Y R E P A R T O A D E C A N T A C IÓ N S E C U N D A R IA

2 3 ,9 3 2 3 ,1 5

2 3 ,3 3 2 3 ,4 3 2 2 ,2 5

2 3 ,2 8

1 9 ,7 5

•

2 3 ,1 0

2 2 ,9 9 2 2 ,9 4

C á m a r a s r e c ir c u la c i ó n l i c o r m e z c la

T u b e r í a s a l id a d e l r e a c t o r b io l ó g i c o D N 800 PR FV

2 3 ,2 5

1 9 ,7 5

C á m a r a re p a r to a d e s fo s fa ta c ió n

2 2 ,2 5 A rq u e ta r e p a rto a d e c a n t a c ió n s e c u n d a r ia

1 9 ,7 5 C á m a ra s d e s f o s f a t a c ió n

T u b e r ía r e p a r to a d e c a n ta d o r s e c u n d a rio D N 500 PRFV

Estimación de las pérdidas de carga en la tubería de alimentación de cada decantador secundario (∆Halimentación decantador 2º): 0,0588 m.

∆Halimentación decantador 2º = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas La estimación de las pérdidas de carga continuas producidas en la tubería de alimentación a cada decantador secundario se realiza utilizando la fórmula de Colebrook. Según dicha fórmula, la pérdida de carga viene dada por:

∆Hcontinuas = L × J

50

donde: L Longitud de la tubería de alimentación al decantador secundario (m). J Pérdida de carga por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Colebrook. V2 λ J =N ×

2 ×g

N =

D

donde: V g λ D

Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). Coeficiente de pérdida de carga. Diámetro de la tubería (m).

El coeficiente λ es función del número de Reynolds y de la rugosidad relativa según la ecuación de Colebrook−White: λ=

1 2,51 R 2 ( −2 × log 1 / 2 + ) 3,7 Re

Re =

V ×D

υ

siendo: Re R ν

Número de Reynolds. Rugosidad relativa = Rugosidad absoluta / Diámetro. Viscosidad cinemática del agua residual a 14º-15ºC (ν = 1,31. 10-6 m2/s).

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida por la tubería de alimentación = (885,3 + 1 × 442,65) / 3 uds = 442,65 m3/h Tubería de alimentación: φ 500 mm en hormigón Rugosidad relativa de la tubería = 2 mm Sección de la tubería = π × (0,5 m)2 / 4 = 0,1963 m2 Velocidad en la tubería = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,1963 m2 = 0,6264 m/s Longitud estimada de tubería de alimentación = 6 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rugosidad absoluta de la tubería (R) = 2 mm / 500 mm = 0,004 Número de Reynolds = 0,6264 m/s × 0,5 m / 1,31.10-6 m2/s = 239083,97 λ=

1 1 = = 0,0477 2,51 R 2 2,51 0,004 2 (−2 × log 1 / 2 + ) (−2 × log + ) 3,7 3,7 Re 239083,971 / 2

51

N =

λ D

=

0,0477 = 0,0954 0,5

J = 0,0954 ×

0,6264 2 = 0,0019 m / m 2 × 9,81

Jlicor = Jagua × 2 = 0,0019 m/m × 2 = 0,0038 m/m

∆Hcontinuas = L × J = 6 m × 0,0038 = 0,0228 m ∆H localizadas = λ ×

V2 2 ×g

donde:

λ

Coeficiente de pérdida de carga localizada: Puesta en carga y descarga: λ = 0,5 + 1 = 1,5 Codo a 90º: λ = 0,3

V g


0,6264 2 = 0,036 m 2 × 9,81

∆Halimentación decantador 2º = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas = 0,0228 + 0,036 = 0,0588 m. •

Estimación de las pérdidas de carga por rozamiento en la tubería de reparto a cada decantador secundario (∆Hreparto decantador 2º): 0,0756 m.

∆Hreparto decantador 2º = L × J donde: L J

Longitud de la tubería de reparto a cada decantador secundario (m). Pérdida de carga por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Colebrook. V2 λ J =N ×

2 ×g

N =

D

donde: V g λ D


El coeficiente λ es función del número de Reynolds y de la rugosidad relativa según la ecuación de Colebrook−White:

52

λ=

Re =

Re R ν

1 2,51 R 2 (−2 × log 1 / 2 + ) 3,7 Re V ×D

υ

siendo:

Número de Reynolds. Rugosidad relativa = Rugosidad absoluta / Diámetro. Viscosidad cinemática del agua residual a 14º-15ºC (ν = 1,31. 10-6 m2/s). Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo en tubería reparto = (885,3 + 1 × 442,65) / 3 uds = 442,65 m3/h Tubería de reparto: DN 500 mm en PRFV (φinterior = 0,506 m) Rugosidad relativa de la tubería = 0,5 mm Sección de la tubería = π × (0,506 m)2 / 4 = 0,2011 m2 Velocidad en la tubería = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2011 m2 = 0,6114 m/s Longitud estimada de tubería de alimentación = 21 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rugosidad absoluta de la tubería (R) = 0,5 mm / 506 mm = 9,88.10-4 Número de Reynolds = 0,6114 m/s × 0,506 m / 1,31.10-6 m2/s = 236159,08 λ=

1 1 = = 0,0477 2,51 R 2 2,51 9,88.10 −4 2 (−2 × log 1 / 2 + ) (−2 × log + ) 3,7 Re 3,7 236159,081 / 2 N =

λ D

=

0,0477 = 0,0943 0,506

J = 0,0943 ×

0,6114 2 = 0,0018 m / m 2 × 9,81

Jlicor = Jagua × 2 = 0,0018 m/m × 2 = 0,0036 m/m

∆Hreparto decantador 2º = L × J = 21 m × 0,0036 = 0,0756 m ∆ Hreparto decantador 2º = 0,0756 m.

• •

Cota de correaguas de la tubería DN 500 mm (PRFV) de reparto a decantadores secundarios a la salida de la arqueta de reparto de la decantación secundaria:+ 19,75 m. Estimación de las pérdidas de carga en la salida de la arqueta de reparto a decantación secundaria (∆Hsalida arqueta reparto): 0,0286 m. 53

La estimación de las pérdidas de carga en la salida de la arqueta de reparto a decantación secundaria, se realiza asimilando la salida al paso de un depósito a una tubería. Se considera que la velocidad aguas arriba del orificio V0 es despreciable respecto a la velocidad aguas abajo V1. 2

∆H salida

arqueta

reparto

=λ×

2

V1 V = (1 + k ) × 1 2× g 2× g

donde:

λ V1 g

Coeficiente de pérdida de carga localizada (caso de aristas vivas: k = 0,5). Velocidad aguas abajo (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2).

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = (885,30 + 1 × 442,65 ) / 3 uds = 442,65 m3/h Tubería de salida: DN 500 mm en PRFV (φinterior = 0,506 m) Sección de la tubería = π × (0,506 m)2 / 4 = 0,2011 m2 Velocidad en la tubería = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2011 m2 = 0,6114 m/s Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: 2

ΔH salida

arqueta

reparto

= (1 + k ) ×

V1 0,6114 2 = (1 + 0,5) × = 0,0286 m 2× g 2 × 9,81

∆ Hsalida arqueta reparto = 0,0286 m. •

Nivel del líquido en la arqueta de reparto a decantación secundaria tras el vertedero de reparto: + 22,94 m.

Nivel del líquido en la arqueta de reparto a decantación secundaria tras el vertedero de reparto = 22,78 + ∆Hventanas decantador + ∆Halimentación decantador 2º + ∆Hreparto decantador 2º + ∆Hsalida arqueta reparto Nivel del líquido en la arqueta de reparto a decantación secundaria tras el vertedero de reparto = 22,78 +0,0003 + 0,0588 + 0,0756 + 0,0286 = 22,9433 m = + 22,94 m. •

Cota del fondo de la arqueta de reparto a decantación secundaria: + 19,75 m.

•

Cota de correaguas del colector para by-pass de desfostatación en la llegada a la arqueta de reparto a decantación secundaria: + 19,75 m.

•

Cota del umbral del vertedero que reparte el agua a cada decantador secundario en la arqueta de reparto: + 22,99 m.

Considerando una guarda hidráulica de 0,05 m, el umbral del vertedero que reparte el agua a cada decantador secundario en la arqueta de reparto se sitúa a cota + 22,99

54

•

Nivel del líquido en la arqueta de reparto a decantación secundaria antes del vertedero: + 23,10 m.

El nivel alcanzado por el agua en la arqueta de reparto a decantación secundaria antes del vertedero, se calcula añadiendo a la cota del umbral, la altura de la lámina sobre el vertedero producida por el caudal máximo de diseño. Nivel del líquido en la arqueta de reparto a decantación secundaria antes del vertedero = 22,99 + hlámina Qv hlá min a = ( )2/3 1,9 × L

donde: Caudal aliviado por el vertedero (m3/s). Longitud del umbral de vertido (m). Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m).

Qv L h

hlá min a = (

Qv (885,3 + 442,65)m 3 / h × (1h / 3600 s ) / 3uds 2 / 3 )2/3 = ( ) = 0,1051 m 1,9 × L 1,9 ×1,9m

Nivel del líquido en la arqueta de reparto a decantación secundaria antes del vertedero = 22,99 + 0,1051 = 23,0951 m = + 23,10 m. •

Cota del umbral del vertedero posterior a la cámara de desfosfatación: + 23,15 m.

Al igual que en el caso del vertedero anterior, se adopta un resguardo hidráulico de 0,05 m, con lo que el umbral del vertedero posterior a la cámara de desfosfatación se sitúa a la cota + 23,15 m. •

Nivel del líquido en la cámara de desfosfatación:

+ 23,25 m.

•

El nivel del líquido alcanzado en la cámara de desfosfatación, se determina sumando a la cota del umbral, la altura de la lámina sobre el vertedero producida por el caudal máximo de diseño. Nivel del líquido en la cámara de desfosfatación = 23,15 + hlámina Qv hlá min a = ( )2/3 1,9 × L

donde: Qv L h

Caudal aliviado por el vertedero (m3/s). Longitud del umbral de vertido (m). Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m).

hlá min a = (

Qv (885,3 + 442,65)m 3 / h × (1h / 3600 s ) / 2uds 2 / 3 )2/3 = ( ) = 0,1015 m 1,9 × L 1,9 × 3m

Nivel del líquido en la cámara de desfosfatación = 23,15 + 0,1015 = 23,2515 m = + 23,25 m. •

Cota del fondo de la cámara de desfosfatación: + 19,75 m.

55

•

Estimación de las pérdidas de carga producidas en el paso de las cámaras de recirculación a la cámara de desfosfatación (∆Hcámaras recirculación-desfostación): 0,0287 m.

La determinación de las pérdidas de carga producidas en el paso de las cámaras de recirculación a la cámara de desfosfatación, se efectúa como un orificio sumergido con contracción suprimida en el fondo. Dichas pérdidas de carga se obtienen a partir de la siguiente expresión: 2

∆H cámaras

recirculación

− desfosfatación

V 1 V2 = 2× − 1 2× g 2× g m

donde: m Coeficiente de caudal (m = m (L/P)). Los valores del coeficiente de caudal se encuentran tabulados en función de la relación existente entre el espesor de la pared del orificio o longitud de la pared de comunicación (L) y el perímetro de la sección del orificio (P) (tabla 21.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995).). V

Velocidad teórica a través del orificio (m/s). V = Q /S

siendo: Q S V1 g V/m

Caudal a través del orificio (m3/h). Sección del orificio (m2). Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). Parámetro que define la velocidad en la contracción.

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de diseño = (885,30 + 1 × 442,65 ) / 2 uds = 663,98 m3/h Longitud de la comunicación o espesor de la pared del orificio (L) = 0,3 m Altura sumergida en el orificio = 0,60 m Perímetro de la sección del orificio sumergido (P) = 2 × 0,6 + 2 × 0,6 = 2,4 m Relación L/P = 0,3 / 2,4 = 0,125 ⇒ m = 0,6812 (deducido de la tabla 2.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” para la condición de carga asociada (caso B)). Velocidad aguas arriba del orificio (V1) = 663,98 m3/h × (1 h / 3600 s) / (1,5 m × 3 m) = 0,041 m/s Velocidad teórica a través del orificio (V) = 663,98 m3/h × (1 h / 3600 s) / (0,6 m × 0,6 m) = 0,5123 m/s Aplicando los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga en el orificio de: ∆H cámaras

recirculación

−

desfosfatación

=

1 0,5123 2 0,0412 × − = 0,0287 m 0,6812 2 2 × 9,81 2 × 9,81

∆Hcámaras recirculación-desfostación = 0,0287 m. •

Nivel del líquido antes de la cámara de desfosfatación:

+ 23,28 m.

56

Nivel del líquido antes de la cámara de desfosfatación = Nivel del líquido en la cámara de desfosfatación + ∆Hcámaras recirculación-desfostación Nivel del líquido antes de la cámara de desfosfatación = 23,25 + 0,0287 = 23,2787 m = + 23,28 m. • Cota del umbral de los vertederos de reparto a desfosfatación: + 23,33 m. De nuevo se considera una guarda hidráulica de 0,05 m, con lo que el umbral de los vertederos de reparto a desfosfatación se sitúa a cota + 23,33 m. •

Nivel del líquido en las cámaras de recirculación: + 23,43 m.

Para determinar el nivel alcanzado por el líquido en las cámaras de recirculación, hay que sumar al umbral del vertedero de reparto a desfosfatación, la cota de la lámina de agua a caudal máximo de diseño. Nivel del líquido en las cámaras de recirculación = 23,33 + hlámina Qv hlá min a = ( )2/3 1,9 × L

donde: Qv L h

Caudal aliviado por el vertedero (m3/s). Longitud del umbral de vertido (m). Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m). hlá min a = (

Qv (885,3 + 442,65)m 3 / h × (1h / 3600 s ) / 2uds 2 / 3 )2/3 = ( ) = 0,1015 m 1,9 × L 1,9 × 3m

Nivel del líquido en las cámaras de recirculación = 23,33 + 0,1015 = 23,4315 m = = + 23,43 m. Cota del fondo de las cámaras de recirculación: + 19,75 m. •

Cota de correaguas del colector para by-pass de desfosfatación a la salida de la cámara de desfosfatación: + 19,75m.

•

Cota de la parte superior de la arqueta de reparto a la decantación secundaria y de las cámaras de recirculación y desfosfatación química: + 23,93 m.

Al igual que en los casos anteriores, se ha considerado un resguardo mínimo de 0,5 m. •

Cota de la tubería de DN 800 mm (PRFV) que une el reactor biológico con las cámaras de recirculación y desfosfatación y la arqueta de reparto a decantación secundaria:+ 19,75 m.

•

Estimación de las pérdidas de carga a la entrada en las cámaras de recirculación y desfosfatación (∆Hentrada cámaras recirculación-desfosfatación): 0,0827 m.

La estimación de las pérdidas de carga en la entrada a las cámaras de recirculación y desfosfatación se realiza como el paso de una tubería a un depósito, según la expresión:

57

2

∆H entrada

cámaras

recirculación

−

desfosfatación

V =k× 0 2× g

donde: k

Coeficiente de pérdida de carga localizada  V k = 1 − 1  V0 

V0 V1

   

2

Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). Velocidad aguas abajo del orificio (m/s).

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo que llega por la tubería = 885,30 + (1 × 442,65) + (2 × 442,65) = 2213,25 m3/h Tubería de entrada: DN 800 mm en PRFV (φinterior = 0,784 m) Sección de la tubería = π × (0,784 m)2 / 4 = 0,4827 m2 Velocidad en la tubería (aguas arriba del orificio) (V1) = 2213,25 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,4827 m2 = 1,2737 m/s La velocidad aguas abajo del orificio puede considerarse prácticamente despreciable frente a la velocidad aguas arriba. ∆H entrada

= (1 − 0 ) × 2

cámaras

−

recirculación

desfosfatación

1,2737 2 = 0,0827 m 2 × 9,81

∆ Hentrada cámaras recirculación-desfosfatación = 0,0827 m.

ARQUETA POSTERIOR A REACTOR − REACTOR BIOLÓGICO − CÁMARA DE REPARTO A TRATAMIENTO BIOLÓGICO T R A T A M IE N T O B IO L Ó G IC O : F A N G O S A C T IV O S C O N N IT R IF IC A C IÓ N - D E S N IT R IF IC A C IÓ N A rq u e ta s a lid a C á m a ra d e re p a rto a re a c to r

2 3 ,7 9

2 4 ,3 3

2 4 ,3 3

2 3 ,8 3

2 3 ,8 4

2 3 ,5 0 2 1 ,8 3

2 3 ,6 9

2 3 ,5 0

2 0 ,5 0

R e a c to r b io ló g ic o a n ó x ic o - a e r o b io

2 0 ,6 3 1 9 ,8 3 T u b e ría re p a r to a r e a c to r b io ló g ic o D N 6 0 0 P R F V

1 9 ,8 3 T u b e r í a s a lid a d e l re a c to r D N 8 0 0 P R F V

58

•

Estimación de las pérdidas de carga en la tubería DN 800 mm (PRFV) que une el reactor biológico con las cámaras de recirculación del licor mezcla y desfosfatación (∆Htubería salida del ): 0,0544 m.

reactor

∆Htubería salida del reactor = L × J donde: L Longitud de la tubería que une el reactor biológico con las cámaras de recirculación del licor mezcla y desfosfatación (arqueta de reparto a decantación secundaria) (m). J Pérdida de carga por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Colebrook. V2 λ J =N ×

2 ×g

N =

D

donde: V g λ D



1 2,51 R 2 ( −2 × log 1 / 2 + ) 3,7 Re

Re =

V ×D

υ

siendo: Re R ν


Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo en tubería de salida del reactor = 885,30 + (1 × 442,65) + (2 × 442,65) = 2213,25 m3/h Tubería de salida del reactor: DN 800 mm en PRFV (φinterior = 0,784 m) Rugosidad relativa de la tubería = 0,5 mm Sección de la tubería = π × (0,784 m)2 / 4 = 0,4827 m2 Velocidad en la tubería = 2213,25 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,4827 m2 = 1,2737 m/s Longitud estimada de tubería de alimentación = 13,5 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rugosidad absoluta de la tubería (R) = 0,5 mm / 784 mm = 6,38.10-4

59

Número de Reynolds = 1,2737 m/s × 0,784 m / 1,31.10-6 m2/s = 762275,42 λ=

1 1 = = 0,0387 2,51 R 2 2,51 6,38.10 −4 2 (−2 × log 1 / 2 + ) ( −2 × log + ) 3,7 Re 3,7 762275,421 / 2 N =

λ D

=

0,0387 = 0,0493 0,784

J = 0,0493 ×

1,2737 2 = 0,0041 m / m 2 × 9,81

∆Htubería salida del reactor = L × J = 13,5 m × 0,0041 m/m = 0,0554 m ∆ Htubería salida del reactor = 0,0554 m. Estimación de las pérdidas de carga en la arqueta de salida del reactor biológico (∆Harqueta salida reactor): 0,124 m.

•

La estimación de las pérdidas de carga se efectúa asimilando la salida del reactor hacia la tubería de DN 800 mm como el paso de un depósito a una tubería. Se considera que la velocidad aguas arriba del orificio V0 es despreciable respecto a la velocidad aguas abajo V1. ∆H arqueta

salida

reactor

=λ×

2

2

V1 V = (1 + k ) × 1 2× g 2× g

donde:

λ V1 g


Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = 885,30 + (1 × 442,65) + (2 × 442,65) = 2213,25 m3/h Tubería de salida: DN 800 mm en PRFV (φinterior = 0,784 m) Sección de la tubería = π × (0,784 m)2 / 4 = 0,4827 m2 Velocidad en la tubería = 2213,25 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,4827 m2 = 1,2737 m/s ∆H arqueta

salida

reactor

= (1 + 0,5) ×

1,2737 2 = 0,1240 m 2 × 9,81

∆ Harqueta salida reactor = 0,1240 m. • •

Cota del fondo de la arqueta de salida del reactor biológico: + 20,50 m. Nivel del líquido tras el vertedero posterior al reactor biológico: + 23,69 m.

60

Nivel del líquido tras el vertedero posterior al reactor biológico = Nivel del líquido en las cámaras de recirculación + ∆Hentrada cámaras recirculación-desfosfatación + ∆Htubería salida del reactor + ∆Harqueta salida reactor Nivel del líquido tras el vertedero posterior al reactor biológico = 23,43 + 0,0827 + 0,0554 + 0,124 = 23,6921 m = + 23,69 m. •

Cota del umbral del vertedero posterior al reactor biológico:+ 23,79 m.

Se adopta una guarda hidráulica de 0,10 m en el vertedero posterior al reactor biológico. En consecuencia, el umbral de dicho vertedero se ubica a la cota + 23,79 m. •

Nivel del líquido en el reactor biológico:

+ 23,83 m.

Para determinar el nivel alcanzado por el agua en el reactor, basta sumar a la cota del umbral del vertedero posterior a dicho reactor, la altura de la lámina a caudal máximo de diseño. Nivel del líquido en el reactor biológico = 23,79 + hlámina Qv hlá min a = ( )2/3 1,9 × L

donde: Qv L h

Caudal aliviado por el vertedero (m3/s). Longitud del umbral de vertido (m). Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m). Qv (885,3 + (1 + 2) × 442,65) m 3 / h × (1h / 3600 s ) 2 / 3 hlá min a = ( )2/3 = ( ) = 0,0449 m 1,9 × L 1,9 × 34m

Nivel del líquido en el reactor biológico = 23,79 + 0,0449 = 23,8349 m = + 23,83 m. •

Cota de la parte superior del reactor biológico:

+ 24,33 m.

Se ha adoptado un resguardo de 0,5 m en reactor, con lo que la parte superior del reactor biológico, se sitúa a cota + 24,33 m. •

Cota del fondo del reactor biológico:

+ 19,83 m.

La cota del fondo del reactor biológico se determina teniendo en cuenta que la profundidad útil del mismo son 4 metros. Cota del fondo del reactor biológico = 23,83 – 4,00 = + 19,83 m. Cota de la parte inferior de la compuerta de paso al reactor desde la cámara de reparto previa a éste: + 20,63 m. Estimación de las pérdidas de carga producidas en el paso de la cámara de reparto a tratamiento biológico al reactor biológico (∆Hcámara reparto-reactor): 0,011 m. •

61

La estimación de las pérdidas de carga producidas en el orificio de paso del agua decantada desde la cámara de reparto a tratamiento biológico al propio reactor biológico, se realiza como un orificio sumergido con aristas vivas en todo el perímetro (contracción en las paredes y en el fondo). Dichas pérdidas de carga se obtienen a partir de la siguiente expresión: 2 V 1 V2 ∆H cámara reparto − reactor = 2 × − 1 2× g 2× g m donde: m Coeficiente de caudal (m = m (L/P)). Los valores del coeficiente de caudal se encuentran tabulados en función de la relación existente entre el espesor de la pared del orificio o longitud de la pared de comunicación (L) y el perímetro de la sección del orificio (P) (tabla 21.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995).). V


siendo: Caudal a través del orificio (m3/h). Sección del orificio (m2). Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). Parámetro que define la velocidad en la contracción.

Q S V1 g V/m

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de diseño = 885,30 + (1 × 442,65) + (2 × 442,65) = 2213,25 m3/h Longitud de la comunicación o espesor de la pared del orificio (L) = 0,4 m Altura sumergida en el orificio = 1 m Perímetro de la sección del orificio sumergido (P) = 2 × 1 + 2 × 1 = 4 m Relación L/P = 0,5 / 4 = 0,1 ⇒ m = 0,675 (deducido de la tabla 2.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” para la condición de carga asociada (caso A)). Velocidad aguas arriba del orificio (V1) = 2213,25 m3/h × (1 h / 3600 s) / (4 m × 6,5 m) = 0,0236 m/s Velocidad teórica a través del orificio (V) = (2213,25 m3/h × 1 h / 3600 s / 2 uds) / (1 m × 1 m) = 0,3074 m/s. Aplicando los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga en el orificio de: ∆H cámara

reparto

− reactor

=

1 0,3074 2 0,0236 2 × − = 0,0110 m 2 2 × 9,81 2 × 9,81 0,675

∆ Hcámara reparto-reactor = 0,011 m.

•

Nivel del líquido en la cámara de reparto al reactor biológico: + 23,84 m.

Nivel del líquido en la cámara de reparto al reactor biológico = 23,83 + ∆Hcámara reparto-reactor 62

Nivel del líquido en la cámara de reparto al reactor biológico = 23,83 + 0,011 = 23,841 m = + 23,84 m. •

Cota del fondo de la cámara de reparto al reactor biológico: + 19,83 m.

•

El fondo de la cámara de reparto previa al tratamiento biológico se sitúa a la misma cota que el reactor biológico. Cota del correaguas de la tubería DN 600 mm (PRFV) que conecta el agua de la decantación primaria con el reactor biológico: + 21,83 m. REPARTO DE AGUA DECANTADA A REACTOR BIOLÓGICO Y DECANTACIÓN PRIMARIA D E C A N T A C IÓ N P R IM A R IA 2 4 ,1 4

2 4 ,1 9

2 4 ,7 4

2 4 ,0 4

2 4 ,0 4

D e c a n ta d o r = 1 5 ,2 m . 2 4 ,2 4

2 3 ,5 0 2 3 ,5 4

2 3 ,5 0

2 2 ,2 4

T u b e r í a a lim e n ta c ió n D N 500 H A

2 2 ,0 4 2 1 ,2 8

T u b e ría re p a r to a d e c a n ta d o r p r i m a r io D N 5 0 0 P R F V

•

2 0 ,4 8

T u b e r í a r e c o g id a a a g u a d e c a n ta d a D N 500 PR FV

Estimación de las pérdidas de carga a la entrada del colector de recogida de la decantación primaria en la cámara de reparto al reactor biológico (∆Hentrada colector a cámara reparto): 0,0418 m.

La estimación de las pérdidas de carga en la entrada del colector de DN 600 mm (PRFV), que recoge el agua procedente de los decantadores primarios, en la cámara de reparto previa al reactor biológico, se realiza como el paso de una tubería a un depósito, según la expresión: 2

∆H entrada

colectora

a

cámara

reparto

=k×

V0 2× g

donde: k

Coeficiente de pérdida de carga localizada  V k = 1 − 1  V0 

V0 V1

   

2

Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). Velocidad aguas abajo del orificio (m/s). Valores de referencia para los cálculos:

Caudal máximo que llega por la tubería = 885,30 m3/h

63

Tubería de entrada: DN 600 mm en PRFV (φinterior = 0,588 m) Sección de la tubería = π × (0,588 m)2 / 4 = 0,2715 m2 Velocidad en la tubería (aguas arriba del orificio) (V1) = 885,3 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2715 m2 = 0,9056 m/s La velocidad aguas abajo del orificio puede considerarse prácticamente despreciable frente a la velocidad aguas arriba. ∆H entrada

= (1 − 0 ) × 2

colector

a

cámara

reparto

0,9056 2 = 0,0418 m 2 × 9,81

∆ Hentrada colector a cámara reparto = 0,0418 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en la tubería DN 600 mm (PRFV) que une la decantación primaria con la cámara de reparto previa al reactor biológico (∆Htubería DN 600): 0,0613 m.

∆Htubería DN 600 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas ∆Hcontinuas = L × i donde: L Longitud estimada de la tubería de DN 600 mm que une la decantación primaria con la cámara de reparto al tratamiento biológico (m). i Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Bazin. V2 i= 2 A siendo: V Velocidad en la tubería (m/s). A Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: A=

87 × Rh G + Rh1 / 2

G


Rh


Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida por la tubería = 885,30 m3/h Tubería de salida: DN 600 mm en PRFV (φinterior = 0,588 m) Sección de la tubería = π × (0,588 m)2 / 4 = 0,2715 m2 Velocidad en la tubería = 885,30 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2715 m2 = 0,9056 m/s Longitud estimada del tramo de tubería = 13 m

64

Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 0,2715 m2 / (π × 0,588 m) = 0,147 m A=

i=

87 × 0,147 = 23,5349 0,16 + 0,147 1 / 2

0,9056 2 = 0,0015 m / m 23,5349 2


λ V g

V2 2 ×g

donde: Coeficiente de pérdida de carga localizada (Puesta en descarga:

λ

= 1) Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). ∆H localizadas = 1 ×

0,9056 2 = 0,0418 m 2 × 9,81

∆ Htubería DN 600 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas = 0,0195 + 0,0418 = 0,0613 m. •

Estimación de las pérdidas de carga localizadas en el elemento de reunión de las tuberías de DN 500 mm procedentes de cada decantador primario y la tubería de DN 600 mm que conduce a la cámara de reparto previa al reactor biológico (∆Hreunión): ∆H reunión = λ ×

λ V g

donde:

0,0522 m.

V2 2×g

Coeficiente de pérdida de carga localizada en el elemento de reunión (λ =

1,25). Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). Sustituyendo los valores numéricos de referencia, se obtiene: ∆H reunión = 1,25 ×

0,9056 2 = 0,0522 m 2 × 9,81

∆ Hreunión = 0,0522 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en la tubería DN 500 mm (PRFV) de salida de cada decantador primario (∆Htubería DN 500): 0,0127 m. 65

∆Htubería DN 500 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas ∆Hcontinuas = L × i donde: L i

V A

Longitud estimada de la tubería de DN 500 mm de salida de cada decantador primario (m). Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Bazin. V2 i= 2 A siendo: Velocidad en la tubería (m/s). Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: A=

87 × Rh G + Rh1 / 2

G


Rh


Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida por la tubería = 885,30 × 1/2 = 442,65 m3/h Tubería de salida: DN 500 mm en PRFV (φinterior = 0,506 m) Sección de la tubería = π × (0,506 m)2 / 4 = 0,2011 m2 Velocidad en la tubería = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2011 m2 = 0,6114 m/s Longitud estimada del tramo de tubería = 4 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 0,2011 m2 / (π × 0,506 m) = 0,1265 m A=

i=

87 × 0,1265 = 21,3422 0,16 + 0,12651 / 2

0,6114 2 = 0,0008 m / m 21,3422 2

∆Hcontinuas = 4 m × 0,0008 m/m =0,0032 m ∆H localizadas = λ ×

V2 2 ×g

donde:

66

λ V g

Coeficiente de pérdida de carga localizada (Puesta en carga: Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). ∆H localizadas = 0,5 ×

λ = 0,5)

0,6114 2 = 0,0095 m 2 × 9,81

∆ Htubería DN 500 = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas = 0,0032 + 0,0095 = 0,0127 m. Estimación de las pérdidas de carga en la salida del decantador primario (∆Hsalida decantador 1º): 0,0286 m.

•

La estimación de las pérdidas de carga en la salida del decantador primario se realiza asimilando la salida al paso de un depósito a una tubería. Se considera que la velocidad aguas arriba del orificio V0 es prácticamente despreciable respecto a la velocidad aguas abajo V1. 2

∆H salida

decantador 1º

2

V V = λ × 1 = (1 + k ) × 1 2× g 2× g

donde:

λ V1

Coeficiente de pérdida de carga localizada (caso de aristas vivas: k = 0,5). Velocidad aguas abajo (m/s).

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = 885,30 / 2 uds = 442,65 m3/h Tubería de salida: DN 500 mm en PRFV (φinterior = 0,506 m) Sección de la tubería = π × (0,506 m)2 / 4 = 0,2011 m2 Velocidad en la tubería = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2011 m2 = 0,6114 m/s Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: 2

ΔH salida

decantador 1º

V1 0,6114 2 = (1 + 0,5) × = 0,0286 m 2× g 2 × 9,81

= (1 + k ) ×

∆ Hsalida decantador 1º = 0,0286 m. Estimación de las pérdidas de carga en el cambio de dirección semicanal−salida del decantador primario (∆Hsemicanal-salida decantador 1º): 0,0046 m.

•

2

∆H semicanal

λ V1 g

donde:

−

salida

decantador

1º

=λ×

V1 2× g

Coeficiente de pérdida de carga localizada (λ = 1,5).

Velocidad (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2).

67

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = 885,30 / 2 uds = 442,65 m3/h Sección de salida = 0,5 m × 1 m = 0,5 m2 Velocidad = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,5 m2 = 0,2459 m/s Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: 2

∆H semicanal

−

salida

decantador 1º

=λ×

V1 0,2459 2 = 1,5 × = 0,0046 m 2× g 2 × 9,81

∆ Hsemicanal-salida decantador 1º = 0,0046 m. •

Cota de correaguas de la tubería de recogida del agua decantada a la salida del decantador primario: + 22,24 m.

•

Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador primario (punto bajo): 24,04 m.

+

La cota alcanzada por el agua decantada en el canal de salida del decantador primario, en el punto más bajo, se obtiene sumando al nivel líquido de la cámara de reparto al reactor biológico todas las pérdidas de carga continuas y localizadas producidas en las tuberías de conducción del agua decantada desde el decantador primario hasta la cámara, así como en los puntos singulares de salida del decantador y entrada a la cámara de reparto, según la expresión: Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador primario = 23,84 + ∆Hentrada colector a cámara reparto + ∆Htubería DN 600 + ∆Hreunión +∆Htubería DN 500 + ∆Hsalida decantador 1º + ∆Hsemicanal-salida decantador 1º

Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador primario = 23,84 + 0,0418 + 0,0613 + 0,0522 + 0,0127 + 0,0286 + 0,0046 = 24,0412 m = + 24,04 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en el semicanal periférico de recogida del decantador primario (∆Hsemicanal periférico salida decantador 1º): 0,0008 m.

Las pérdidas de carga producidas en el semicanal periférico de recogida de agua decantada en el decantador primario se calculan a partir de la formulación de Bazin.

∆H = L × i donde: L i

Longitud del semicanal periférico de recogida de agua decantada (m). Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Bazin. V2 i= 2 A

siendo: V

Velocidad en el canal (m/s). 68

A

Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: A=

87 × Rh G + Rh1 / 2

G


Rh


Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo hidráulico de cálculo = 885,30 / 2 / 2 = 221,33 m3/h Longitud del canal perimetral = π × 15,2 = 47,75 m Longitud del semicanal perimetral = π × 15,2 / 2 = 23,88 m Ancho del canal de recogida de agua = 0,5 m Altura del canal = 0,6 m Guarda hidráulica = 0,1 m Altura de agua = Altura del canal − Guarda hidráulica = 0,5 m Superficie canal = 0,5 × 0,5 = 0,25 m2 Perímetro mojado = 0,5 + 2 × 0,5 = 1,5 m Velocidad en el canal = 221,33 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,25 m2 = 0,2459 m/s Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 0,25 m2 / 1,5 m = 0,1667 m A=

i=

87 × 0,1667 = 25,5203 0,16 + 0,16671 / 2

0,2459 2 = 0,0001 m / m 25,5203 2

∆H = 23,88 m × 0,0001 m/m = 0,0024 m ∆ Hsemicanal periférico salida decantador 2º = 1 / 3 × ∆H = 1 / 3 × 0,0024 m = 0,0008 m. Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador primario (punto alto): + 24,04 m. Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador primario (punto alto) = Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador primario (punto bajo) + ∆Hsemicanal periférico salida •

decantador 1º

Nivel del agua decantada en el canal de salida del decantador primario (punto alto) = 24,04 + 0,0008 = 24,0408 m = + 24,04 m. •

Cota del fondo del canal de salida del decantador primario: + 23,54 m. 69

La cota del fondo del canal de salida del decantador primario se obtiene teniendo en cuenta que la altura útil de dicho canal son 0,5 m. Cota del fondo del canal de salida del decantador primario (punto bajo) = 24,04 − 0,5 = 23,54 m = 23,54 m. • Cota del umbral del vertedero de obra civil del decantador primario: + 24,14 m. Considerando una guarda hidráulica de 0,10 m, el umbral del vertedero de obra civil del decantador primario se sitúa a cota + 24,14 m. • Cota del umbral del vertedero metálico del decantador primario: + 24,19 m. Adoptando una guarda hidráulica de 0,05 m, el umbral del vertedero metálico del decantador primario se ubica a cota + 24,19 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en el vertedero metálico de recogida del agua decantada del decantador primario (∆Hvertedero metálico decantador 1º): 0,0478 m.

Las pérdidas de carga asociadas al paso del agua decantada por el vertedero metálico del decantador primario se estiman a partir de la siguiente expresión: 1

∆H vertedero

metálico

decantador

1º

Q =( ) 2, 47 1,32 × tg ( β / 2)

donde: Q β

Caudal máximo hidráulico de cálculo de la decantación primaria por unidad de decantación (m3/s). Ángulo formado por las ranuras triangulares del vertedero (º).

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo hidráulico de cálculo = 885,3 / 2 = 442,65 m3/h Altura de las ranuras = 0,07 m Ángulo de las ranuras triangulares = 90º Tipo de reparto (longitud vertedero / perímetro) = 50% Anchura máxima de la ranura = 0,14 m Perímetro del decantador = π × 15,2 = 47,75 m Número de ranuras teóricas = 47,75 m / (2 × 0,14 m) = 170,54 uds Número de ranuras adoptadas = 170 uds Separación real entre ranuras = 0,14 m Reparto real (longitud vertedero / perímetro) = 50% Caudal máximo por ranura = 442,65 m3/h / 170 uds = 2,6038 m3/h = 7,24.10-4 m3/s Aplicando estos valores a la expresión anterior se obtiene: 1

∆H vertedero

metálico

decantador

1º

1

Q 7,24 ×10 −4 =( ) 2, 47 = ( ) 2 , 47 = 0,0478 m 1,32 × tg ( β / 2) 1,32 × tg (90 / 2)

∆ Hvertedero metálico decantador 1º = 0,0478 m. •

Nivel del líquido en el decantador primario: + 24,24 m.

70

Nivel del líquido en el decantador primario = 24,19 + ∆Hvertedero metálico decantador 1º Nivel del líquido en el decantador primario = 24,19 + 0,0478 = 24,2378 m = = + 24,24 m. •

Cota de la parte superior del decantador primario: + 24,74 m.

Se ha adoptado un resguardo de 0,5 m en el decantador primario, con lo que la parte superior del decantador primario, se sitúa a cota + 24,74 m. •

Cota inferior de la parte cilíndrica del decantador primario: + 22,04 m.

El decantador primario posee una altura cilíndrica útil de 2,2 m. Para obtener la cota inferior de dicha zona cilíndrica, basta restar 2,2 m a la cota del nivel del líquido en el decantador. Cota inferior de la parte cilíndrica del decantador primario = Nivel del líquido en el decantador primario − 2,2 m Cota inferior de la parte cilíndrica del decantador primario = 24,24 − 2,2 = + 22,04 m. •

Cota inferior de la parte cónica del decantador primario: + 21,28 m.

El decantador primario posee una altura cónica útil de 0,76 m, con lo que la cota inferior de dicha zona será: Cota inferior de la parte cónica del decantador primario = Cota inferior de la parte cilíndrica del decantador primario − 0,76 m Cota inferior de la parte cónica del decantador primario = 22,04 − 0,76 = = + 21,28 m. •

Cota inferior de la poceta de fangos del decantador primario: + 20,48 m.

•

Cota inferior de la poceta de fangos del decantador primario = Cota inferior de la parte cónica del decantador primario − 0,8 m Cota inferior de la poceta de fangos del decantador primario = 21,28 − 0,8 = = + 20,48 m. Estimación de las pérdidas de carga en la corona de reparto del decantador primario (en las ventanas de entrada) (∆Hventanas decantador): 0,0003 m. Las pérdidas de carga en las ventanas de entrada al decantador primario se calculan como un orificio no sumergido totalmente o libre (sus aristas no están completamente por debajo del nivel del agua), con contracción lateral y suprimida en el fondo. •

Dichas pérdidas de carga se obtienen a partir de la siguiente expresión: 2

∆H ven tan as

decantador

V 1 V2 = 2× − 1 2× g 2× g m

71

donde: m Coeficiente de caudal (m = m (L/P)). Los valores del coeficiente de caudal se encuentran tabulados en función de la relación existente entre el espesor de la pared de la ventana (L) y el perímetro de la sección del orificio (P) (tabla 21.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995).). V Velocidad teórica a través de la ventana (m/s). V = Q /S siendo: Q S V1 g V/m

Caudal a través de la ventana (m3/h). Sección de la ventana (m2). Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). Parámetro que define la velocidad en la contracción.

Valores de referencia para los cálculos: Caudal de cálculo = 885,3 / 2 uds = 442,65 m3/h Diámetro de la corona de reparto = 1,5 m Nº de ventanas de entrada al decantador = 6 uds Ancho de la ventana = π × 1,5 / 12 = 0,39 m Altura de la ventana = 1,2 m Altura sumergida de la ventana = 1 m Longitud de la comunicación o espesor de la pared de la ventana (L) = 0,25 m Perímetro de la sección de la ventana sumergida (P) = 0,39 + 1 × 2 = 2,39 m Relación L/P = 0,25 / 2,39 = 0,1046 ⇒ m = 0,6725 (deducido de la tabla 2.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” para la condición de carga asociada (caso B)). Velocidad aguas arriba del orificio (V1) ≈ 0 m/s Velocidad teórica a través del orificio (V) = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 6 uds / (1 m × 0,39 m) = 0,0525 m/s Aplicando los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga en las ventanas de: 2

∆H ven tan as

decantador

=

V1 1 V2 1 0,0525 2 × − = × = 0,0003 m m 2 2 × g 2 × g 0,6725 2 2 × 9,81

∆ Hventanas decantador = 0,0003 m.

REPARTO

A

DECANTACIÓN

PRIMARIA,

MEDIDA

DE

CAUDAL,

BY − PASS

Y

ALIVIADERO POSTERIOR A PRETRATAMIENTOS

72

A L IV IA D E R O P O S T E R IO R A P R E T R A T A M IE N T O M E D ID A D E C A U D A L , B Y - P A S S Y R E P A R T O A D E C A N T A C IÓ N P R IM A R IA 2 4 ,8 6

2 4 ,6 6

2 4 ,5 4

2 4 ,6 6

2 5 ,1 6 2 4 ,5 4

2 4 ,6 5

C á m a r a d e re p a rto a d e c a n t a c ió n p r i m a r i a

2 4 ,4 4

2 4 ,4 4

2 3 ,5 0

2 3 ,7 4 2 2 ,6 6

2 2 ,6 6 Zona de t r a n s i c ió n T u b e r í a r e p a r to a d e c a n ta c ió n p r im a r ia D N 6 0 0 P R F V

T u b e r í a b y - p a s s p o s te r io r a p r e t r a ta m ie n to D N 8 0 0 P R F V

•

Estimación de las pérdidas de carga en la tubería de alimentación de cada decantador primario (∆Halimentación decantador 1º): 0,0446 m.

•

∆Halimentación decantador 1º = ∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas La estimación de las pérdidas de carga continuas producidas en la tubería de alimentación a cada decantador primario se realiza utilizando la fórmula de Colebrook. Según dicha fórmula, la pérdida de carga viene dada por:

∆Hcontinuas = L × J donde: L J

Longitud de la tubería de alimentación al decantador primario (m). Pérdida de carga por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Colebrook. V2 λ J =N ×

2 ×g

N =

D

donde: V g λ D



1 2,51 R 2 (−2 × log 1 / 2 + ) 3,7 Re

73

siendo: Re R ν

Número de Reynolds. Rugosidad relativa = Rugosidad absoluta / Diámetro. Viscosidad cinemática del agua residual a 14º-15ºC (ν = 1,31. 10-6 m2/s). Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida por la tubería = 885,3 / 2 uds = 442,65 m3/h Tubería de alimentación: φ 500 mm en hormigón Rugosidad relativa de la tubería = 2 mm Sección de la tubería = π × (0,5 m)2 / 4 = 0,1963 m2 Velocidad en la tubería = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,1963 m2 = 0,6264 m/s Longitud estimada de tubería de alimentación = 4,5 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rugosidad absoluta de la tubería (R) = 2 mm / 500 mm = 0,004 Número de Reynolds = 0,6264 m/s × 0,5 m / 1,31.10-6 m2/s = 239083,97 λ=

1 1 = = 0,0477 2,51 R 2 2,51 0,004 2 (−2 × log 1 / 2 + ) (−2 × log + ) 3,7 3,7 Re 239083,971 / 2

N =

λ D

=

0,0477 = 0,0954 0,5

J = 0,0954 ×

0,6264 2 = 0,0019 m / m 2 × 9,81

∆Hcontinuas = L × J = 4,5 m × 0,0019 = 0,0086 m ∆H localizadas = λ ×

V2 2 ×g

donde:

λ

Coeficiente de pérdida de carga localizada: Puesta en carga y descarga: λ = 0,5 + 1 = 1,5

V g

Codo a 90º: λ = 0,3


0,6264 2 = 0,036 m 2 × 9,81

74

∆Halimentación decantador 1º =∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas = 0,0086 + 0,036 = 0,0446 m. •

Estimación de las pérdidas de carga por rozamiento en la tubería DN 500 mm (PRFV) de reparto a cada decantador primario (∆Hreparto decantador 1º): 0,0306 m.

∆Hreparto decantador 1º = L × J donde: L J

Longitud de la tubería de reparto a cada decantador primario (m). Pérdida de carga por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Colebrook. J =N ×

V2 2 ×g

N =

λ D

donde: V g

Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2).

Coeficiente de pérdida de carga. D

Diámetro de la tubería (m).


1 2,51 R 2 ( −2 × log 1 / 2 + ) 3 ,7 Re

Re =

V ×D

υ

siendo: Re R ν


Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo en tubería reparto = 885,3 / 2 uds = 442,65 m3/h Tubería de reparto: DN 500 mm en PRFV (φinterior = 0,506 m) Rugosidad relativa de la tubería = 0,5 mm Sección de la tubería = π × (0,506 m)2 / 4 = 0,2011 m2 Velocidad en la tubería = 442,65 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2011 m2 = 0,6114 m/s

75

Longitud estimada de tubería de alimentación = 17 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rugosidad absoluta de la tubería (R) = 0,5 mm / 506 mm = 9,88.10-4 Número de Reynolds = 0,6114 m/s × 0,506 m / 1,31.10-6 m2/s = 236159,08 λ=

1 1 = = 0,0477 2,51 R 2 2,51 9,88.10 −4 2 (−2 × log 1 / 2 + ) (−2 × log + ) 3,7 Re 3,7 236159,081 / 2 N =

λ D

=

0,0477 = 0,0943 0,506

J = 0,0943 ×

0,6114 2 = 0,0018 m / m 2 × 9,81

∆Hreparto decantador 1º = L × J = 17 m × 0,0018 = 0,0306 m ∆ Hreparto decantador 1º = 0,0306 m. Estimación de las pérdidas de carga localizadas en la válvula que regula el paso de caudal

•

a cada decantador primario (∆Hválvula): ∆H válvula = λ ×

0,0023 m.

V2 2 ×g

donde:

λ V g

Coeficiente de pérdida de carga localizada en la válvula (λ = 0,12). Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2). Sustituyendo los valores numéricos de referencia, se obtiene: ∆H válvula = 0,12 ×

0,6114 2 = 0,0023 m 2 × 9,81

∆ Hválvula = 0,0023 m. •

Estimación de las pérdidas de carga localizadas en el elemento de separación de las tuberías de DN 500 que conducen el agua pretratada a cada decantador primario y la tubería de DN 600 mm que une la arqueta de reparto a decantación primaria con dichas tuberías (∆Hseparación): 0,0497 m. ∆H separación = λ ×

V2 2 ×g

donde:

76

λ

Coeficiente de pérdida de carga localizada en el elemento de reunión (λ = 1,19). Velocidad en la tubería (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2).

V g

Sustituyendo los valores numéricos de referencia, se obtiene: ∆H separación = 1,19 ×

0,9056 2 = 0,0497 m 2 ×9,81

∆ Hseparación = 0,0497 m.

•

Estimación de las pérdidas de carga por rozamiento en la tubería DN 600 mm (PRFV) de reparto a cada decantador primario (∆Hreparto DN 600): 0,0102 m.

∆Hreparto DN 600 = L × J donde: L J

Longitud del primer tramo de la tubería de reparto a la decantación primaria (m). Pérdida de carga por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Colebrook. J =N ×

V2 2 ×g

N =

λ D

donde: V g λ D


El coeficiente λ es función del número de Reynolds y de la rugosidad relativa según la ecuación de Colebrook−White: 1 2,51 R 2 (−2 × log 1 / 2 + ) 3,7 Re V ×D Re = υ

λ=

siendo: Re R ν

Número de Reynolds. Rugosidad relativa = Rugosidad absoluta / Diámetro. Viscosidad cinemática del agua residual a 14º-15ºC (ν = 1,31. 10-6 m2/s). Valores de referencia para los cálculos:

77

Caudal máximo en tubería reparto = 885,3 m3/h Tubería de reparto: DN 600 mm en PRFV (φinterior = 0,588 m) Rugosidad relativa de la tubería = 0,5 mm Sección de la tubería = π × (0,588 m)2 / 4 = 0,2715 m2 Velocidad en la tubería = 885,3 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2715 m2 = 0,9056 m/s Longitud estimada de tubería de alimentación = 3,3 m Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rugosidad absoluta de la tubería (R) = 0,5 mm / 588 mm = 8,5.10-4 Número de Reynolds = 0,9056 m/s × 0,588 m / 1,31.10-6 m2/s = 406483,05 λ=

1 1 = = 0,0432 −4 2,51 R 2 2 , 51 8 , 5 . 10 2 (−2 × log 1 / 2 + ) (−2 × log + ) 3,7 Re 3,7 406483,051 / 2 N =

λ D

=

0,0432 = 0,0735 0,588

J = 0,0735 ×

0,9056 2 = 0,0031 m / m 2 × 9,81

∆Hreparto DN 600 = L × J = 3,3 m × 0,0031 = 0,0102 m ∆ Hreparto DN 600 = 0,0102 m.

•

Estimación de las pérdidas de carga en la salida de la cámara de reparto a decantación primaria (∆Hsalida cámara reparto decantación): 0,0627 m.

La estimación de las pérdidas de carga a la salida de la cámara de reparto a la decantación primaria se efectúa asimilando la salida de la cámara hacia la tubería de DN 600 mm como el paso de un depósito a una tubería. Se considera que la velocidad aguas arriba del orificio V0 es despreciable respecto a la velocidad aguas abajo V1. ∆H salida

cámara

reparto

decantación

=λ×

2

2

V1 V = (1 + k ) × 1 2× g 2× g

donde:

λ V1 g


Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = 885,30 m3/h Tubería de salida: DN 600 mm en PRFV (φinterior = 0,588 m) Sección de la tubería = π × (0,588 m)2 / 4 = 0,2715 m2 Velocidad en la tubería = 885,3 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,2715 m2 = 0,9056 m/s 78

∆H salida

cámara

reparto

decantación

= (1 + 0,5) ×

0,9056 2 = 0,0627 m 2 ×9,81

∆ Hsalida cámara reparto decantación = 0,0627 m.

• •

Cota de correaguas del colector DN 600 mm (PRFV) a la salida de la cámara de reparto a decantación primaria: + 22,66 m. Nivel líquido en la zona de reparto a decantación primaria aguas abajo del aliviadero posterior a pretratamiento (caso que se alivie la diferencia entre el caudal máximo admisible en pretratamiento y el caudal biológico): + 24,44 m.

Nivel líquido en reparto a decantación primaria tras aliviadero posterior a pretratamiento = Nivel líquido en decantador primario + ∆Hventanas decantador + ∆Halimentación decantador 1º + ∆Hreparto decantador 1º + ∆Hválvula+ ∆Hseparación + ∆Hreparto DN 600 + ∆Hsalida cámara reparto decantación Nivel líquido en reparto a decantación primaria tras aliviadero posterior a pretratamiento = 24,24 + 0,0003 + 0,0446 + 0,0306 + 0,0023 + 0,0497 + 0,0102 + 0,0627 = 24,4404 m = + 24,44 m. •

Cota del umbral del aliviadero en la zona de reparto a decantación primaria: + 24,54 m.

Se considera una guarda hidráulica de 0,10 m en el vertedero de la zona de reparto, con lo que el umbral del aliviadero se sitúa a cota + 24,54 m. •

Cota de la solera de arranque del aliviadero en la zona de reparto a decantación primaria: + 23,74 m.

•

Nivel líquido en la zona de reparto a decantación primaria aguas abajo del aliviadero posterior a pretratamiento (caso que se alivie el caudal máximo admisible en pretratamiento): + 24,65 m.

El nivel alcanzado por el agua en el caso de que se alivie el caudal máximo admisible en pretratamiento se obtiene añadiendo a la cota del umbral, la altura de la lámina sobre el vertedero producida por dicho caudal. Nivel líquido en reparto a decantación primaria tras aliviadero posterior a pretratamiento = Cota del umbral del vertedero en zona reparto + hlámina Qv hlá min a = ( )2/3 1,9 × L

donde: Qv L h

Caudal vertido por el aliviadero (m3/s). Longitud del umbral de vertido (m). Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m).

Qv 2213,25m 3 / h × (1h / 3600s ) 2 / 3 hlá min a = ( )2/3 = ( ) = 0,1141 m 1,9 × L 1,9 × 8,4m

79

Nivel líquido en reparto a decantación primaria tras aliviadero posterior a pretratamiento = 24,54 + 0,1141 = 24,6541 m = + 24,65 m. •

Cota del umbral del vertedero posterior a pretratamientos: + 24,54 m.

Al igual que en el caso anterior, se adopta una guarda hidráulica de 0,10 m en el vertedero posterior a pretratamientos, con lo que el umbral se sitúa a cota + 24,54 m. •

Nivel del líquido en la zona de transición entre el desarenado−desengrasado y la cámara de reparto a decantación primaria: + 24,66 m.

El nivel alcanzado por el agua procedente del desarenado−desengrasado en la zona de transición previa a la cámara de reparto a decantación primaria, se calcula añadiendo a la cota del umbral del vertedero posterior a pretratamientos, la altura de la lámina sobre el vertedero producida por el caudal máximo admisible en pretratamiento. Nivel del líquido en la zona de transición entre el desarenado−desengrasado y la cámara de reparto a decantación primaria = 24,54 + hlámina Qv hlá min a = ( )2/3 1,9 × L

donde: Qv Caudal aliviado por el vertedero (m3/s). L Longitud del umbral de vertido (m). h Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m). hlá min a = (

Qv 2213,25m 3 / h × (1h / 3600 s ) / 2uds 2 / 3 )2/3 = ( ) = 0,1178 m 1,9 × L 1,9 × 4m

Nivel del líquido en la zona de transición entre el desarenado− desengrasado y la cámara de reparto a decantación primaria = 24,54 + 0,1178 = 24,6578 m = + 24,66 m. Cota del fondo de la zona de reparto a decantación primaria: + 22,66 m. Cota del fondo de la zona de transición previa a la cámara de reparto a decantación primaria: + 22,66 m. • Cota de la parte superior de la cámara de reparto a decantación primaria: + 25,16 m. Al igual que en caso anteriores, se adopta un resguardo de 0,5 m respecto al nivel del líquido en la zona de transición entre el desarenado−desengrasado y la cámara de reparto. • •

•

Cota de correaguas del colector de by−pass posterior a pretratamientos a la salida de la cámade reparto a decantación primaria: + 22,16 m.

DESARENADO−DESENGRASADO Y CÁMARA DE REPARTO A DESARENADO−DESENGRASADO

80

DESARENADO - DESENGRASADO

2 5 ,3 0

2 5 ,1 6 2 4 ,6 8 C a n a le s d e d e s b a s te

2 4 ,8 6

2 4 ,6 6

2 4 ,6 6

2 4 ,5 4

2 4 ,6 6 2 4 ,4 4

2 3 ,8 7 C á m a ra d e re p a rto a d e s a re n a d o - d e s e n g ra s a d o

D e s a re n a d o r - D e s e n g ra s a d o r 2 2 ,6 6 Zona de t r a n s ic ió n

2 0 ,1 6

• • • •

Cota de la parte superior del canal de recogida de grasas: + 24,86 m. Cota del fondo del canal de recogida de grasas: + 24,66 m. Nivel del líquido en el desarenador−desengrasador: + 24,66 m. Cota de la parte más alta del desarenador−desengrasador: + 25,16 m.

Se ha adoptado un resguardo de 0,5 m en el desarenador−desengrasador, con lo que la parte superior del desarenador− desengrasador, se sitúa a cota + 25,16 m. •

Cota del fondo del desarenador−desengrasador: + 20,16 m.

•

La cota del fondo del desarenador−desengrasador se determina teniendo en cuenta que la profundidad máxima del mismo son 4,5 m. Cota del fondo del desarenador− desengrasador = 24,66 − 4,5 = + 20,16 m. • • •

Cota superior de la zona recta del desarenador−desengrasador: + 18,16 m. Cota inferior de la zona recta del desarenador−desengrasador: + 19,16 m. Estimación de las pérdidas de carga en el paso de la cámara de reparto a desarenado−desengrasado al desarenador−desengrasador (∆Hcámara-desarenado desengrasado): 0,0245 m.

La determinación de las pérdidas de carga producidas en el orificio de paso del agua desde la cámara de reparto a desarenado−desengrasado hacia cada desarenador−desengrasador, se realiza como un orificio sumergido con contracción lateral y suprimida en el fondo. Dichas pérdidas de carga se obtienen a partir de la siguiente expresión: 2

∆H cámara

− desarenado desengrasado

V 1 V2 = 2× − 1 2× g 2× g m

donde: m Coeficiente de caudal (m = m (L/P)). Los valores del coeficiente de caudal se encuentran tabulados en función de la relación existente entre el espesor de la pared del orificio o longitud de la pared de comunicación (L) y el perímetro de la sección del orificio (P) (tabla 21.1 de la publicación 81

“Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995).). V




Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de diseño = 2213,25 m3/h Longitud de la comunicación o espesor de la pared del orificio (L) = 0,4 m. Altura sumergida en el orificio = 0,8 m Perímetro de la sección del orificio sumergido (P) = 2 × 0,8 + 2 × 0,8 = 3,2 m Relación L/P = 0,4 / 3,2 = 0,125 ⇒ m = 0,6825 (deducido de la tabla 2.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” para la condición de carga asociada (caso B)). Velocidad aguas arriba del orificio (V1) = 2213,25 m3/h × (1 h / 3600 s) / (6,2 m × 0,81 m) = 0,1224 m/s Velocidad teórica a través del orificio (V) = (2213,25 m3/h × 1 h / 3600 s / 2 uds) / (0,8 m × 0,8 m) = 0,4803 m/s Aplicando los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga en el orificio de: ∆H cámara

− desarenado

desengrasado

=

1 0,4803 2 0,1224 2 × − = 0,0245 m 0,6825 2 2 × 9,81 2 × 9,81

∆ Hcámara-desarenado desengrasado = 0,0245 m. •

Nivel del líquido en la cámara de reparto a desarenado−desengrasado:

+ 24,68 m.

Nivel del líquido en la cámara de reparto a desarenado−desengrasado = 24,66 + ∆Hcámara-desarenado desengrasado

Nivel del líquido en la cámara de reparto a desarenado− desengrasado = 24,66 + 0,0245 = 24,6845 m = + 24,68 m. • •

Cota del fondo de la cámara de reparto a desarenado−desengrasado: + 23,87 m. Cota de la parte más alta de la cámara de reparto a desarenado−desengrasado: + 25,30 m.

TAMIZADO DE FINOS − DESBASTE DE SÓLIDOS GRUESOS − CÁMARA DE REPARTO A CANALES DE DESBASTE

82

T A M IZ A D O D E F IN O S

DESBASTE DE GRUESOS 2 5 ,3 0

2 5 ,3 0

2 5 ,3 0

2 4 ,8 1 2 4 ,7 9

2 3 ,9 9

2 4 ,7 7

2 4 ,6 8

C a n a le s d e d e s b a s t e

2 3 ,9 9 C á m a ra d e re p a rto a c a n a le s d e d e s b a s t e

•

2 4 ,6 9

2 3 ,8 7

2 3 ,8 7

2 3 ,8 7

C á m a r a d e re p a rto a d e s a re n a d o - d e s e n g ra s a d o

Estimación de las pérdidas de carga en el paso de los canales de desbaste a la cámara de reparto a desarenado−desengrasado (∆Hdesbaste-cámara): 0,0091 m.

La determinación de las pérdidas de carga producidas en el orificio de paso del agua desde los canales de desbaste hacia la cámara de reparto a desarenado−desengrasado, se realiza también como un orificio sumergido con contracción suprimida en el fondo y en los lados. Dichas pérdidas de carga se obtienen a partir de la siguiente expresión: 2

∆H desbaste−cámara

V 1 V2 = 2× − 1 2× g 2× g m

donde: m

V

Coeficiente de caudal (m = m (L/P)). Los valores del coeficiente de caudal se encuentran tabulados en función de la relación existente entre el espesor de la pared del orificio o longitud de la pared de comunicación (L) y el perímetro de la sección del orificio (P) (tabla 21.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995).). Velocidad teórica a través del orificio (m/s). V = Q /S



Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de diseño = 2213,25 m3/h Longitud de la comunicación o espesor de la pared del orificio (L) = 0,4 m Altura sumergida en el orificio = 0,8 m Perímetro de la sección del orificio sumergido (P) = 2 × 0,6 + 2 × 0,8 = 2,8 m Relación L/P = 0,4 / 2,8 = 0,1429 ⇒ m = 0,72 (deducido de la tabla 2.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” para la condición de carga asociada (caso C)). 83

Velocidad aguas arriba del orificio (V1) = (2213,25 m3/h × 1 h / 3600 s / 3 uds) / (0,6 m × 0,82 m) = 0,4165 m/s Velocidad teórica a través del orificio (V) = (2213,25 m3/h × 1 h / 3600 s / 3 uds) / (0,6 m × 0,8 m) = 0,4269 m/s Aplicando los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga en el orificio de: ∆H desbaste −cámara =

1 0,4269 2 0,4165 2 × − = 0,0091 m 2 × 9,81 0,72 2 2 × 9,81

∆ Hdesbaste-cámara = 0,0091 m. •

Nivel del líquido en el punto final de los canales de desbaste (zona tamizado de finos): + 24,69 m.

Nivel del líquido en el punto final de los canales de desbaste = 24,68 + ∆Hdesbaste-cámara Nivel del líquido en el punto final de los canales de desbaste = 24,68 + 0,0091 = 24,6891 m = + 24,69 m. • • •

Cota del fondo de los canales de desbaste en la zona de tamizado de finos: + 23,87 m. Cota del umbral de los canales de desbaste: + 25,30 m. Estimación de las pérdidas de carga en el tamizado de finos (∆Htamizado finos): 0,0807 m.

La pérdida de carga a través de un tamiz o una reja se establece según la fórmula recogida en el “Manual de Diseño de Estaciones Depuradoras de Aguas Residuales” de Aurelio Hernández Lehmann: ∆H = K 1 × K 2 × K 3 ×

V2 2×g

donde:

∆H

Pérdida de carga en la reja (m).

K1

Coeficiente de pérdida de carga localizada en el tamiz o reja definido por el atascamiento. 100 2 K1 = ( ) C

siendo C el porcentaje de sección de paso que queda libre con el atascamiento máximo tolerado. En este caso, C = 90%, con lo que K1= 1,2346. K2 Coeficiente de pérdida de carga localizada en el tamiz o reja que tiene en cuenta la forma de la sección horizontal de los elementos filtrantes. Para estar del lado de la seguridad, en la estimación se adopta el valor de K2 asociado al caso de pletinas simples: K2 = 1 K3

Coeficiente de pérdida de carga localizada en el tamiz o reja definido por la sección de paso entre elementos filtrantes. Para definir este coeficiente es preciso estimar previamente las siguientes relaciones de parámetros:

84

z 2 1 × +  4 s h

s s +a

siendo: s

Separación libre entre elementos filtrantes (m).

a

Anchura entre elementos filtrantes (m).

z

Espesor de los elementos filtrantes (m). Aproximadamente z se estima como z = 5 × a

h

Altura sumergida de los elementos filtrantes (m).

Estas dos relaciones de parámetros se encuentran tabuladas (tabla II.3.1 del “Manual de Diseño de Estaciones Depuradoras de Aguas Residuales”), permitiendo obtener K3. V g

Velocidad de paso en el canal (m/s). Aceleración de la gravedad (m/s2).

Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo admisible en pretratamiento = 2213,25 m3/h Separación libre entre elementos filtrantes (s)= 0,003 m Anchura de elementos filtrantes (a)= 0,003 m Número de elementos filtrantes (n)= 100 uds Ancho útil = (n − 1) × s = (100 − 1) × 0,003 = 0,297 m = 0,3 m Altura sumergida (h) = 0,9 m Sección de paso = Ancho útil × Altura sumergida = 0,3 × 0,9 = 0,27 m2 Velocidad de paso = (2213,25 m3/h × 1 h / 3600 s / 3 uds) / 0,27 m2 = 0,76 m/s Coeficientes de pérdida de carga en el tamiz: K1= 1,2346 K2 = 1 z  2 1  5 × 0,003  2 1  × +  = × +  = 2,5 4 s h 4  0,003 0,9  s 0,003 = = 0,5 s +a 0,003 + 0,03

⇒

K3 = 2,22

Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: ∆H tamizado

finos

= K1 × K 2 × K 3 ×

V2 0,76 2 = 1,2346 ×1 × 2,22 × = 0,0807 m 2 ×g 2 ×9,81

∆ Htamizado finos = 0,0807 m.

85

Nivel líquido en los canales de desbaste tras la reja de gruesos: + 24,77 m. Nivel líquido en los canales de desbaste tras la reja de gruesos = Nivel líquido en el punto final de los canales + ∆Htamizado finos •

Nivel líquido en los canales de desbaste tras la reja de gruesos = 24,69 + 0,0807 = 24,7707 m = + 24,77 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en la reja de desbaste de sólidos gruesos (∆Hreja gruesos): 0,0218 m.

La pérdida de carga a través de la reja de desbaste de sólidos gruesos se calcula a partir de la misma formulación empleada en el caso del tamizado de finos. ∆H = K 1 × K 2 × K 3 ×

V2 2×g

donde:

∆H

Pérdida de carga en la reja (m). K1

Coeficiente de pérdida de carga localizada en la reja definido por el atascamiento. 100 2 K1 = ( ) C

siendo C el porcentaje de sección de paso que queda libre con el atascamiento máximo tolerado. En este caso, C = 70%, con lo que K1= 2,0408. K2

Coeficiente de pérdida de carga localizada en la reja que tiene en cuenta la forma de la sección horizontal de los barrotes. Para estar del lado de la seguridad, en la estimación se adopta el valor de K2 asociado al caso de pletinas simples:

K3

K2 = 1

Coeficiente de pérdida de carga localizada en la reja definido por la sección de paso entre barrotes. Para definir este coeficiente es preciso estimar previamente las siguientes relaciones de parámetros: z 2 1 × +  4 s h

s s +a

siendo:

z

s

Separación libre entre barrotes (m).

a

Anchura entre barrotes (m).

Espesor de los barrotes (m). Aproximadamente z se estima como z = 5 × a h

Altura sumergida de los barrotes (m).

86

Estas dos relaciones de parámetros se encuentran tabuladas (tabla II.3.1 del “Manual de Diseño de Estaciones Depuradoras de Aguas Residuales”), permitiendo obtener K3. V Velocidad de paso en el canal (m/s). g Aceleración de la gravedad (m/s2). Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo admisible en pretratamiento = 2213,25 m3/h Separación libre entre barrotes (s)= 0,03 m Anchura de barrotes (a)= 0,012 m Número de barrotes (n)= 15 uds Ancho útil = (n − 1) × s = (15 − 1) × 0,03 = 0,42 m Altura sumergida (h) = 0,8 m Sección de paso = Ancho útil × Altura sumergida = 0,42 × 0,8 = 0,336 m2 Velocidad de paso = (2213,25 m3/h × 1 h / 3600 s / 3 uds ) / 0,336 m2 = 0,61 m/s Coeficientes de pérdida de carga en la reja: K1= 2,0408 K2 = 1 z  2 1  5 × 0,012  2 1  × +  = × +  = 1,019 4 s h 4 0 , 03 0 ,8   s 0,03 = = 0,7143 s + a 0,03 + 0,012

⇒

K3 = 0,5642

Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: ∆H reja

gruesos

= K1 × K 2 × K 3 ×

V2 0,612 = 2,0408 ×1 × 0,5642 × = 0,0218 m 2 ×g 2 ×9,81

∆ Hreja gruesos = 0,0218 m. Nivel líquido en los canales de desbaste delante de la reja de desbaste de sólidos gruesos: m.

+ 24,79

Nivel líquido en los canales de desbaste delante de la reja de desbaste de sólidos gruesos = Nivel líquido en los canales de desbaste tras la reja de gruesos + ∆Hreja gruesos Nivel líquido en los canales de desbaste delante de la reja de desbaste de sólidos gruesos = 24,77 + 0,0218 = 24,7918 m = + 24,79 m. • Cota del fondo de los canales de desbaste en la zona de desbaste de sólidos gruesos: + 23,99 m. • Estimación de las pérdidas de carga en el paso de la cámara de reparto a los canales de desbaste al canal de desbaste de sólidos gruesos (∆Hcámara-canal): 0,019 m. La determinación de las pérdidas de carga producidas en el orificio de paso del agua desde la cámara de reparto a los canales de desbaste a los propios canales de desbaste, se efectúa como un orificio sumergido con contracción lateral y suprimida en el fondo. Dichas pérdidas de carga se obtienen a partir de la siguiente expresión: 2

∆H cámara −canal =

V 1 V2 × − 1 2 2× g 2× g m

donde:

87

m

Coeficiente de caudal (m = m (L/P)). Los valores del coeficiente de caudal se encuentran tabulados en función de la relación existente entre el espesor de la pared del orificio o longitud de la pared de comunicación (L) y el perímetro de la sección del orificio (P) (tabla 21.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995).). V Velocidad teórica a través del orificio (m/s). V = Q /S siendo: Q Caudal a través del orificio (m3/h). S Sección del orificio (m2). V1 Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). gAceleración de la gravedad (m/s2). V/m Parámetro que define la velocidad en la contracción. Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de diseño = 2213,25 m3/h Longitud de la comunicación o espesor de la pared del orificio (L) = 0,4 m Altura sumergida en el orificio = 0,8 m Perímetro de la sección del orificio sumergido (P) = 2 × 0,6 + 2 × 0,8 = 2,8 m Relación L/P = 0,4 / 2,8 = 0,1429 ⇒ m = 0,69 (deducido de la tabla 2.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” para la condición de carga asociada (caso B)). Velocidad aguas arriba del orificio (V1) = (2213,25 m3/h × 1 h / 3600 s) / (0,8 m × 8 m) = 0,0961 m/s = 0,1 m/s Velocidad teórica a través del orificio (V) = (2213,25 m3/h × 1 h / 3600 s / 3 uds) / (0,6 m × 0,8 m) = 0,4269 m/s Aplicando los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga en el orificio de: ∆H cámara −canal =

1 0,4269 2 0,12 × − = 0,019 m 2 × 9,81 2 × 9,81 0,69 2

∆ Hcámara-canal = 0,019 m. • Nivel líquido en la cámara de reparto a los canales de desbaste: + 24,81 m. Nivel líquido en la cámara de reparto a los canales de desbaste = 24,79+ ∆Hcámara-canal Nivel líquido en la cámara de reparto a los canales de desbaste = 24,79 + 0,019 = 24,809 m = + 24,81 m. • Cota del fondo de la cámara de reparto a los canales de desbaste: + 23,99 m. • Cota del bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento: + 24,60 m. OBRA DE LLEGADA: ALIVIADERO DE SEGURIDAD, BY-PASS DE PLANTA Y POZO DE GRUESOS A diferencia de los procesos anteriores, la definición de las cotas y niveles de la línea piezométrica asociados a la obra de llegada, se efectúa a partir de la cota del correaguas del colector interceptor “Puente Viesgo−Renedo” de llegada a la E.D.A.R.

88

OBRA

DE

LLEG A DA

A liv ia d e r o d e s e g u rid a d 2 3 ,5 0

2 3 ,5 0 2 1 ,3 5

B y - p a s s d e p la n t a D N 1000 PR FV L le g a d a d e a g u a b r u ta D N 1000 PR FV

1 8 ,4 1

2 1 ,5 9

1 8 ,4 1

1 6 ,9 9 1 6 ,5 6

2 1 ,4 0

1 6 ,8 3

1 6 ,8 1

P o z o G ru e s o s 1 4 ,5 6

• •

Cota del correaguas del colector DN 1.000 mm (PRFV) de llegada de agua bruta a la depuradora: + 16,56 m. Nivel del líquido en el colector interceptor de llegada de agua bruta a la depuradora a caudal máximo admisible en pretratamiento: + 16,99 m.

Con objeto de definir la línea piezométrica en la obra de llegada, en primer lugar se ha determinado el nivel del líquido en el colector de llegada de agua bruta a la E.D.A.R., que viene condicionado por el calado alcanzado en la conducción a caudal máximo admisible en pretratamiento futuro (situación más desfavorable de cálculo de cara a la posterior definición del nivel líquido máximo alcanzado en el pozo de gruesos). Para la determinación del calado en la conducción se ha utilizado la fórmula de Prandtl-Colebrook, denominada así por obtenerse a partir de las fórmulas de Darcy-Weisbach y Colebrook-White y basarse en la teoría de Prandtl-Von Karman sobre turbulencias: donde: Q=

π d2 2. 10

6

 k  v. 10 6 2 g d J log  + 2,51  d 2g d J  3,71 d  

Q Caudal que circula por la tubería (l/s). dDiámetro interior de la tubería (mm). J Pérdida de carga (m/Km). νViscosidad cinemática del fluido (m2/s). k Rugosidad absoluta de la superficie interior, equivalente a la de Nikuradse, en mm. gAceleración debida a la gravedad (m/s2). Esta fórmula es aplicable con la máxima fiabilidad a las conducciones a sección llena. Para determinar las relaciones entre velocidades, caudales y alturas de llenado en conducciones circulares a sección parcialmente llena, Thormann y Franke establecieron las siguientes relaciones que integran además la influencia del aire ocluido en la parte superior de las tuberías en estas condiciones de funcionamiento: Relación de caudales:

89

[ 2 β − sen (2 β )] Q = Q p 9.69 [ β + Υ sen ( β )] 0.625 1.625

q=

Relación de velocidades:

V  ( 2β − sen (2β ))  w= =   V p  2 (β + Υ sen β ) 

0,625

donde: Q Qp V

Caudal a sección llena (l/s). Caudal a sección parcialmente llena (l/s). Velocidad media a sección llena (m/s). Vp Velocidad media a sección parcialmente llena (m/s).

2β

Arco de la sección mojada (radianes). Y Coeficiente experimental de Thorman que tiene en cuenta el rozamiento entre el líquido y el aire del interior del conducto, y que viene dado por: El valor en la fórmula de Prandtl-Colebrook de la rugosidad uniforme equivalente en tuberías de poliéster reforzado con fibra de vidrio con caudales residuales puede oscilar entre 0,2 mm y 0,5 mm. Se ha adoptado para el cálculo hidráulico de la tubería de poliéster reforzado con fibra de vidrio el valor 0,5, que quedará del lado de la seguridad. Por otra parte, la viscosidad cinemática de las aguas residuales a 14º-15ºC (valor habitual con conducciones enterradas) es 1,31. 10-6 m2/s. Adoptando como caudal de cálculo el caudal máximo admisible en pretramiento en situación futura (2213,25 m3/h = 614,79 l/s), y aplicando la fórmula de Prandtl-Colebrook, se obtiene una velocidad de 1,73 m/s y un calado en el colector de DN 1.000 mm (PRFV) de 0,4265 m. Luego, el nivel en el colector de llegada a la E.D.A.R. será: Nivel líquido en el colector de llegada a la E.D.A.R. a caudal máximo admisible en pretratamiento = Cota del correaguas del colector de llegada de agua bruta a la depuradora + Calado en dicho colector a Qmáx. adm. pret. Nivel líquido en el colector de llegada a la E.D.A.R. a caudal máx. adm. pret. = = 16,56 + 0,4265 = 16,9865 m = + 16,99 m. • Estimación de las pérdidas de carga localizadas en la transición entre la arqueta de llegada de agua bruta y el pozo de gruesos (∆Hllegada-pozo gruesos): 0,1525 m. Según la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995), la estimación de las pérdidas de carga puede realizarse aproximadamente como el paso de una tubería o un canal en régimen libre a un depósito. Esta bibliografía sugiere el cálculo de esta pérdida de carga como una tubería en carga, según la expresión: 2 V0 ∆H llegada − pozogruesos = k × 2×g donde: 90

k Coeficiente de pérdida de carga localizada  V k = 1 − 1  V0 

V0 V1

   

2

Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). Velocidad aguas abajo del orificio (m/s).

La velocidad aguas arriba del orificio es la que se acaba de determinar con la formulación de Prandtl-Colebrook, mientras que la velocidad aguas abajo puede considerarse prácticamente despreciable. ∆H llegada − pozogruesos = (1 − 0 ) × 2

1,73 2 = 0,1525m 2 ×9,81

∆ Hllegada-pozo gruesos = 0,1525 m • Nivel del líquido en el pozo de gruesos (obra de llegada): + 16,83 m. El nivel del líquido en el pozo de gruesos será el correspondiente al nivel alcanzado por el calado del colector interceptor principal de llegada a la E.D.A.R. a caudal máximo admisible en pretratamiento en situación futura (situación más desfavorable de cálculo de la línea piezométrica), ya que el caudal en exceso respecto al máximo transportado por la conducción, será vertido por el aliviadero de seguridad y no definirá el nivel en el pozo de gruesos. Nivel líquido en el pozo de gruesos (obra de llegada) = Nivel líquido en el colector de llegada a la E.D.A.R. a caudal máx. adm. pret. − ∆Hllegada-pozo gruesos Nivel líquido en el pozo de gruesos (obra de llegada) = 16,9865 − 0,1525 = 16,834 m = 16,83 m. • Cota del fondo del pozo de gruesos (obra de llegada): + 14,56 m. La cota del fondo del pozo de gruesos (obra de llegada de agua bruta) se determina teniendo en cuenta que la profundidad útil del pozo de gruesos desde el correaguas de la llegada de agua bruta son 2,00 m. Cota del fondo del pozo de gruesos (obra de llegada) = 16,56 – 2,00 = + 14,56 m. Estimación de las pérdidas de carga en la tubería de salida del agua bruta en el by−pass de planta (∆Htubería by-pass planta): 0,4326 m. ∆Htubería by-pass planta =∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas ∆Hcontinuas = L × i donde: L Longitud estimada de la tubería de salida de by−pass de planta desde la obra de llegada hasta el punto de vertido en el río Pas (m). i Pérdida de carga por rozamiento por metro (m/m) estimada a partir de la formulación de Bazin. V2 i= 2 A siendo: V Velocidad en la tubería (m/s). A Coeficiente de derrame, que responde a la expresión: 87 × Rh A= G + Rh1 / 2 •

91

G Coeficiente de rugosidad, que toma los siguientes valores: Agua bruta 0,46 Agua desarenada 0,30 Agua decantada Rh

0,16


Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida por la tubería = 3445,88 m3/h Tubería de salida: DN 1.000 mm en PRFV (φinterior = 0,981 m) Sección de la tubería = π × (0,981 m)2 / 4 = 0,7558 m2 Velocidad en la tubería = 3445,88 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,7558 m2 = = 1,2665 m/s Longitud estimada de la tubería de by−pass de planta = 150 m. Aplicando los valores de referencia a la formulación anterior se obtiene: Rh = 1,2665 m2 / (π × 0,981 m) = 0,4109 m 87 × 0,4109 = 32,4685 0,46 + 0,41091 / 2 1,2665 2 i= = 0,0015m / m 32,4685 2 A=

∆Hcontinuas = 150 m × 0,0015 m/m = 0,2282 m ∆H l ocalizadas = λ ×

donde:

V2 2 ×g

λ Coeficiente de pérdida de carga localizada: Puesta en carga y descarga: λ = 0,5 + 1 = 1,5 Codos a 90 y 45º: λ = 2 × 0,3 + 2 × 0,2 = 1

∆H l ocalizadas = (1,5 +1) ×

1,2665 2 = 0,2044m 2 × 9,81

∆ Htubería by-pass planta =∆Hcontinuas + ∆Hlocalizadas = 0,2282 + 0,2044 = 0,4326 m. •

Estimación de las pérdidas de carga en la salida de la tubería del by−pass de planta de la obra de llegada (∆Hsalida by-pass): 0,1226 m.

La estimación de las pérdidas de carga se realiza asimilando la salida al paso de un depósito a una tubería. Se considera que la velocidad aguas arriba del orificio V0 es despreciable respecto a la velocidad aguas abajo V1. 2

∆H salida

by − pass

2

V V = λ × 1 = (1 + k ) × 1 2× g 2× g

donde: λ Coeficiente de pérdida de carga localizada (caso de aristas vivas: k = 0,5 m). V1 Velocidad aguas abajo (m/s). Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo de salida = 3445,88 m3/h 92

Tubería de salida: DN 1.000 mm en PRFV (φinterior = 0,981 m) Sección de la tubería = π × (0,981 m)2 / 4 = 0,7558 m2 Velocidad en la tubería = 3445,88 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,7558 m2 = 1,2665 m/s Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: 2 V 1,2665 2 ΔH salida by − pass = (1 + k ) × 1 = (1 + 0,5) × = 0,1226 m 2× g 2 × 9,81 ∆ Hsalida by-pass = 0,1226 m. • Nivel alcanzado por el agua bruta tras el aliviadero de seguridad de la obra de llegada: + 21,35 m. Como ya se ha comentado anteriormente, el nivel alcanzado por la cota del agua bruta tras el aliviadero de seguridad de la obra de llegada, está condicionado por la máxima crecida ordinaria en el río Pas (Zmáx. crec. ord. = 20,792 m). Para la determinación del nivel del líquido después del aliviadero de seguridad de la obra de llegada, se tienen cuenta tanto las pérdidas de carga producidas entre la salida del by−pass de planta de la obra de llegada y el vertido en el río, como la cota alcanzada por la máxima crecida ordinaria en el Pas. Nivel del agua bruta tras el aliviadero de seguridad de la obra de llegada = = Zmáx. crec. ord. + ∆Htubería by-pass planta + ∆Hsalida by-pass = 20,792 + 0,4326 + 0,1226 = = 21,3472 m = + 21,35 m. • Cota del umbral del aliviadero de seguridad de la obra de llegada de agua bruta: + 21,40 m. Considerando una guarda hidráulica de 0,05 m, el umbral del aliviadero de seguridad de la obra de llegada se sitúa a cota + 21,40 m. •

Nivel máximo en situación de alivio en la obra de llegada: + 21,59 m.

Con el fin de determinar el nivel alcanzado por el agua bruta antes del aliviadero de seguridad en situación de alivio, es necesario obtener previamente la altura de la lámina de agua sobre el vertedero producida por el caudal máximo a aliviar en situación futura (caudal máximo transportado por las conducciones), que es la situación más desfavorable de funcionamiento de la planta. Dicho nivel se calcula añadiendo a la cota del umbral, la altura de la lámina sobre el aliviadero producida por dicho caudal. Nivel máximo en situación de alivio en la obra de llegada = 21,40 + hlámina Qv hlá min a = ( )2/3 1,9 × L

donde: Qv Caudal vertido por el aliviadero (m3/s). L Longitud del umbral de vertido (m). h Altura de la lámina sobre el umbral del vertedero (m). hlá min a = (

Qv 3445,88m 3 / h × (1h / 3600 s ) 2 / 3 )2/3 = ( ) = 0,1917 m 1,9 × L 1,9 × 6m

Nivel máximo en situación de alivio en la obra de llegada = 21,40 + 0,1917 = = 21,5917 m = + 21,59 m.

93

• • •

Cota de la solera de arranque del aliviadero de seguridad de la obra de llegada de agua bruta: + 18,41 m. Cota del correaguas de la tubería de DN 1.000 mm (PRFV) de salida del agua bruta en el by−pass de planta: + 18,41 m. Cota inferior del orificio de paso de agua bruta desde el pozo de gruesos (obra de llegada) hasta el pozo de bombeo de elevación de agua bruta: + 16,06 m.

La parte inferior del orificio de paso del agua bruta desde la obra de llegada hasta el pozo de bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento, se sitúa a 1,5 m del fondo del pozo de gruesos. •

Estimación de las pérdidas de carga en la reja de pre−desbaste que protege el paso al pozo de bombeo (∆Hreja pre-desbaste): 0,016 m.

La pérdida de carga a través de una reja se establece según la fórmula recogida en el “Manual de Diseño de Estaciones Depuradoras de Aguas Residuales” de Aurelio Hernández Lehmann: ∆H = K 1 × K 2 × K 3 ×

V2 2×g

donde:

∆H Pérdida de carga en la reja (m). K1

Coeficiente de pérdida de carga localizada en la reja definido por el atascamiento. 100 2 K1 = ( ) C

siendo C el porcentaje de sección de paso que queda libre con el atascamiento máximo tolerado. En este caso, C = 70%, con lo que K1= 2,0408. K2

Coeficiente de pérdida de carga localizada en la reja que tiene en cuenta la forma de la sección horizontal de los barrotes. Para estar del lado de la seguridad, en la estimación se adopta el valor de K2 asociado al caso de pletinas simples:

K3

K2 = 1

Coeficiente de pérdida de carga localizada en la reja definido por la sección de paso entre barrotes. Para definir este coeficiente es preciso estimar previamente las siguientes relaciones de parámetros: z 2 1 × +  4 s h

s s +a

siendo:

z

s

Separación libre entre barrotes (m).

a

Anchura entre barrotes (m).

Espesor de los barrotes (m). Aproximadamente z se estima como z = 5 × a 94

h

Altura sumergida de los barrotes (m).

Estas dos relaciones de parámetros se encuentran tabuladas (tabla II.3.1 del “Manual de Diseño de Estaciones Depuradoras de Aguas Residuales”), permitiendo obtener K3. V Velocidad de paso en el canal (m/s). g Aceleración de la gravedad (m/s2). Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo admisible en pretratamiento = 2213,25 m3/h Separación libre entre barrotes (s)= 0,1081 m Anchura de barrotes (a)= 0,015 m Número de barrotes (n)= 9 uds Ancho útil = (n − 1) × s = (9 − 1) × 0,1081 = 0,8648 m Altura sumergida (h) = Nivel del líquido en el pozo de gruesos − Cota inferior del orificio de paso de agua bruta desde el pozo de gruesos = 16,83 − 16,06 = 0,77 m Sección de paso = Ancho útil × Altura sumergida = 0,8648 × 0,77 = 0,67 m2 Velocidad de paso = 2213,25 m3/h × (1 h / 3600 s) / 0,67 m2 = 0,9176 m/s Coeficientes de pérdida de carga en la reja: K1= 2,0408 K2 = 1 z  2 1  5 × 0,015  2 1  × +  = × +  = 0,3713 4 s h 4 0 , 1081 0 , 77   s 0,1081 = = 0,8781 s + a 0,1081 + 0,015

⇒

K3 = 0,1824

Con los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga de: ∆H reja desbaste

predesbaste

= K1 × K 2 × K 3 ×

V2 0,9176 2 = 2,0408 ×1 × 0,1824 × = 0,0160 m ∆ Hreja 2×g 2 × 9,81

pre-

= 0,0160 m.

Nivel líquido en el pozo de gruesos (obra de llegada) tras la reja de pre−desbaste que protege al bombeo de elevación de agua bruta: + 16,81 m. Nivel líquido en el pozo de gruesos tras reja de pre−desbaste = Nivel líquido en el pozo de gruesos − ∆Hreja pre-desbaste Nivel líquido en el pozo de gruesos tras reja de pre− desbaste = 16,83 − 0,016 = = 16,814 m = + 16,81 m. •

POZO DE BOMBEO DE ELEVACIÓN DE AGUA BRUTA A TRATAMIENTO

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B O M B E O E L E V A C IÓ N A G U A B R U TA 2 4 ,6 0

2 5 ,3 0 2 4 ,8 1 2 4 ,7 9

P ozo de Bom beo

1 6 ,8 1

2 3 ,9 9

2 3 ,9 9 C á m a ra d e re p a rto a c a n a le s d e d e s b a s t e

1 6 ,7 6

1 4 ,5 6

•

Estimación de las pérdidas de carga en el paso de la obra de llegada (pozo de gruesos) al pozo de bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento (∆Hpozo gruesos-pozo bombeo): 0,053 m.

La determinación de las pérdidas de carga producidas en el paso de la obra de llegada al pozo de bombeo de elevación de agua bruta, se efectúa como un orificio no sumergido o libre (sus aristas no están completamente por debajo del nivel del agua), con contracción completa (lateral y sobre el fondo). Dichas pérdidas de carga se obtienen a partir de la siguiente expresión: 2 V 1 V2 ∆H pozo gruesos − pozo bombeo = 2 × − 1 2× g 2× g m donde: m Coeficiente de caudal (m = m (L/P)). Los valores del coeficiente de caudal se encuentran tabulados en función de la relación existente entre el espesor de la pared del orificio o longitud de la pared de comunicación (L) y el perímetro de la sección del orificio (P) (tabla 21.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” de Eduardo Ronzano y José Luis Dapena (PRIDESA, 1.995).). V Velocidad teórica a través del orificio (m/s). V = Q /S siendo: Q Caudal a través del orificio (m3/h). S Sección del orificio (m2). V1 Velocidad aguas arriba del orificio (m/s). gAceleración de la gravedad (m/s2). V/m Parámetro que define la velocidad en la contracción. Valores de referencia para los cálculos: Caudal máximo admisible en pretratamiento = 2213,25 m3/h Longitud de la comunicación o espesor de la pared del orificio (L) = 1,2 m Altura sumergida en el orificio = Nivel líquido en el pozo de gruesos tras reja de pre−desbaste − Cota inferior del orificio = 16,81 − 16,06 = 0,75 m Perímetro de la sección del orificio sumergido (P) = 1 + 2 × 0,75 = 2,5 m

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Relación L/P = 1,2 / 2,5 = 0,48 ⇒ m = 0,80 (deducido de la tabla 2.1 de la publicación “Tratamiento Biológico de las Aguas Residuales” para la condición de carga asociada (caso A)). Velocidad aguas arriba del orificio (V1) = Velocidad transversal en el pozo de gruesos = 0,1 m/s Velocidad teórica a través del orificio (V) = 2213,25 m3/h × (1 h / 3600 s) / (1 m × 0,75 m) = 0,8197 m/s Aplicando los valores de referencia, se obtiene una pérdida de carga en el orificio de: ∆H pozo

gruesos

−

pozo

bombeo

=

1 0,8197 2 0,12 × − = 0,053 m 0,80 2 2 × 9,81 2 × 9,81

∆ Hpozo gruesos – pozo bombeo = 0,053 m. •

Nivel líquido en el pozo de bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento: + 16,76 m.

Nivel líquido en el pozo de bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento = Nivel líquido en el pozo de gruesos tras reja de pre−desbaste − ∆Hpozo gruesos – pozo bombeo Nivel líquido en el pozo de bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento = 16,81 − 0,053 = 16,757 m = 16,76 m. Cota del fondo del pozo de bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento: + 14,56 m. •

La cota del fondo del pozo de bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento coincide con la cota del fondo de la obra de llegada de agua bruta. • •

Cota de la parte más alta del pozo de bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento: + 25,30 m. Cota del bombeo de elevación de agua bruta a tratamiento: + 24,60 m.

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Calculos Completos EDAR Renedo de Pielagos

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