Romero Rojas Jairo Alberto - Potabilizacion Del Agua

,

POTABILIZACION DEL AGUA sa Edición Jairo Alberto Romero Rojas

f1.Alfaomega

Prólogo de la Editorial

La Escuela Colombiana de Ingeniería ha publicado recientemente obras en las áreas de ingeniería ambiental, ingeniería sanitaria e ingeniería civil, cuyos autores ocupan cargos docentes, se han dedicado a la investigación en la especialidad y cuentan con avalada experiencia en el ámbito profesional. Estas obras han sido concebidas acorde con las necesidades del entorno latinoamericano. Alfaomega Grupo Editor, consciente con su misión de empresa comprometida con una mejor formación científica y tecnológica, siempre con miras a dar una amplia difusión a obras que por su calidad intrínseca y alcance así lo ameriten, ha realizado un convenio de coediciones con la Escuela Colombiana de Ingeniería para ofrecer estos libros a través de sus canales de distribución a estudiantes, profesores, profesionales y técnicos de Iberoamérica. En estas coediciones, se ha reproducido intacta la obra original; sin embargo, la utilización de algunos términos difieren en los países de habla hispana. Se consideró que lo anterior no representa un grave problema porque las diferencias encontradas son mínimas y comprensibles para cualquier estudiante en estos niveles de la ingeniería. Se han incluido, en el disquete adjunto, las normas oficiales de calidad del agua de diversos países latinoamericanos con los criterios y procedimientos recomendados por la Organización Mundial de la Salud (OMS), para hacerlas más útiles a los lectores de cualquier país.

PotabiliZilcióH del Agua A. Romero Rojas ©Escuela Colombiana de Ingeniería

@ Jairo

3a. edición

Diseño de cubierta: Mariana López Benítez Fotografía de la cubierta: Biblioteca Internacional de Fotografía

© 1999 ALFAOMEGA GRUPO EDITOR, S.A. de C.V. México, D. F.

Miembro de la Cámara Nacional de la Industria Editorial

Impreso en México- Printed in Mexico

Contenido

CAPÍTULO l. PURIFICACIÓN DEL AGUA

13

1.1 1.2

15 20

Tipos de plantas de purificación Consideraciones generales del diseño

CAPÍTULO 2. AIREACIÓN

27

2.1 2.2 2.3

30

2.4 2.5 2.6 2.7 2.8

Generalidades Fundamentos Aireadores de caída del agua (agua en aire) 2.3.1 Aireadores de fuente o surtidores 2.3.2 Aireadores de bandejas múltiples 2.3.3 Aireadores en cascadas y vertederos (agua en aire) Aireador manual para remoción de hierro y manganeso Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo

CAPÍTULO 3. MEZCLA RÁPIDA

3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.7 3.8 3.9 3.10 3.11

Descripción Mezcladores rápidos mecánicos Mezcladores rápidos hidráulicos Consideraciones de diseño Ecuaciones para diseño Criterios para diseño Mezcla rápida con una turbina Mezcla rápida en canal rectangular con resalto hidráulico Mezcla rápida en vertederos rectangulares Ejemplo Ejemplo

29 33 33 35 38

43 44 45 45

46 47 49 53 53 54 55

59 60 63 68 72

74

8

PoTABILIZACJóN DEL AGUA

CAPÍfULO 4. FLOCULACIÓN

4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 4.6 4.7 4.8 4.9 4.10 4.11 4.12 4.13

Introducción Tipos, de floculadores Consideraciones de diseño Ecuaciones para diseño Criterios para diseño de floculadores hidráulicos Criterios para diseño de floculadores mecánicos Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo

CAPÍTULO 5. SEDIMENTACIÓN

5.1 5.2 5.3 5.4 5.5 5.6 5.7 5.8 5.9 5.10

5.11 5.12 5.13 5.14 5.15 5.16 51.7 5.18 5.19 5.20

Introducción Tipos de sedimentación Sedimentación tipo 1 Tanque de sedimentación ideal - sedimentación tipo 1 Ejemplo de sedimentación tipo 1 Sedimentación tipo 2 Tanque de sedimentación ideal- sedimentación tipo 2 Ejemplo de sedimentación tipo 2 Sedimentación de tasa alta Tipos de tanques de sedimentación 5.1 0.1 Sedímentadores de manto de lodos o de contacto con sólidos suspendidos Criterios de diseño Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo

CAPÍTULO 6. FILTRACIÓN

6.1 6.2 6.3 6.4

Mecanismo de remoción Descripción de la filtración Sistemas de filtración Hidráulica de la filtración

77 79

80 80 87 91 94 97

100 103 106

108 112

p3 117 119 119 121 125 131 133 136 136 138 145 152 158 168 170 173 176 179

181 183 186 188

191 193 196 197

208

9

CONTENIDO

6.5 6.6 6.7 6.8 6.9 6.10 6.11 6.12 6.13 6.14 6.15 6.16 6.17 6.18 6.19 6.20 6.21 6.22 6.23

Ejemplo Flujo a través de lechos expandidos Lavado de filtros Ejemplo Pérdida de carga máxima en los filtros Número y tamaño de los filtros Selección del medio filtrante Lecho de grava Drenajes para filtros Tuberías de los filtros Hidráulica del sistema de lavado Ejemplo Canaletas de lavado Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Ejemplo Problema

z.

212 215 219 222 222 222 224 228 229 230 231 234 235 237 238 239 240 241 243

CAPÍI!!LQ CLQRA~IÓN 7.1 Dosificación de cloro gaseoso 7.2 Flujo de cloro líquido en tuberías 7.3 Flujo de cloro gaseoso 7.4 Flujo de cloro gaseoso en vacío 7.5 Sistema de inyección 7.6 Ejemplo 7.7 Ejemplo 7.8 Difusores

245 247 250 252 253 255 256 258 259

CAPÍTULO 8. CONSIDERACIONES GENERALES DE OPERACIÓN X M6NIENIMIENTO !lE PL61:fi6S DE PuruEIC6CIQN I.U; b.!:Z!.!6S 8.1 Principios de operación 8.2 Principios de mantenimiento 8.3 Objetivos de la operación 8.4 Parámetros de control de operación 8.5 Consideraciones básicas de los procesos de tratamiento 8.5.1 Cribado 8.5.2 Aforo 8.5.3 Coagulación, floculación 8.5.4 Sedimentación 8.5.5 Filtración 8.5.6 Desinfección 8.6 Registro e informes de operación

265 266 267 267 268 268 269 269 271 272 278 281

~~~

10

POTI\BIUZACIÓN DEL AGUA

CAPITULO 9. TRATAMIENTO DE LODOS DE PLANTAS DE PURIFICACIÓN DE AGUAS

9.1 9.2 9.3 9.4 9.5 9.6 9.7

Introducción Origen Consideraciones ambientales Características Cantidades Métodos de tratamiento y disposición Métodos de reciclaje

APÉNDICES

A. Propiedades físicas del agua a 1 atmósfera B. Propiedades físicas del agua C. Viscosidad del cloro líquido y gaseoso D. Presión de vapor del cloro líquido E. Densidad del cloro líquido F. Porcentaje de cloro líquido en el cilindro cargado hasta su límite autorizado G. Solubilidad del cloro en el agua REFERENCIAS

283 285 285 287 287 290 291 300 301 303 304 305 305 306 307 307 309

ÍNDICES

315

Índice de cuadros Índice de figuras Índice analítico

317 319 323

lntroducción

El presente material es el resultado de la experiencia del autor y de su esfuerzo por recopilar información pertinente al diseño de sistemas de purificación de aguas. El contenido principal inicial de este libro fue originalmente presentado a los alumnos del curso Principios de Diseño y Purificación de Aguas, realizado entre el13 de junio y elf de agosto de 1986, dentro de los planes de capacitación de la Empresa de Acueducto y Alcantarillado de Bogotá. La primera edición fue re'Visada en 1993 y publicada en 1994. La edición actual fue, de nue'Vo, re'Visada en 1996 y aumentada con un capítulo sobre tratamiento de lodos de plantas de purificación de agua, así como con algunos ejemplos adicionales de diseño. La versión de 1997 comparte los mismos objetivos de la primera edición: ofrecer un texto de fácil acceso que ayude al estudiante y al ingeniero en el entendimiento y la solución de los problemas de la tecnología de sistemas de purificación de aguas. }AIRO ALBERTO ROMERO ROJAS PROFESOR DE INGENIERÍA CIVIL ESCUELA COLOMBIANA DE INGENIERÍA UNNERSIDAD NACIONAL DE COLOMBIA

Purificación

'* . ·Clel agua

a purificación del agua es uno de los problemas de las ingenierías civil y ambiental de más urgente solución. El objetivo inmediato es proveer a toda la sociedad de agua potable, porque de esta manera cada comunidad satisface un requerimiento fundamental para su bienestar y comodidad. En Latinoamérica existen miles de municipios, muchos de ellos sin ningún sistema de purificación del agua.

1.1 TIPOS DE PLANTAS DE PURIFICACIÓN La calidad del agua cruda oscila grandemente de una fuente a otra; por ello, el tipo de tratamiento requerido para producir agua potable también varía. Dependiendo de la calidad del agua cruda, el grado de complejidad del tratamiento es diferente. El diseño de una planta de tratamiento eficiente y económica requiere un estudio de ingeniería cuidadoso basado en la calidad de la fuente y en la selección apropiada de los procesos y operaciones de tratamiento más adecuados y económicos para producir agua de la calidad requerida. Como no existe una norma o fórmula que permita determinar el tipo de planta requerido para tratar un agua, es necesario realizar los estudios de tratabilidad. Se han formulado criterios generales de tratamiento de agua cruda, según la calidad de la fuente, los cuales sirven como guía. El cuadro 1.1 resume las recomendaciones sobre requisitos de tratamiento del USPHS en relación con la calidad bacteriológica del agua cruda.

16

PorABILIZACióN DEL AGuA

Cuadro 1.1

Requisitos de tratamiento (1) Grupo

Tipo de tratamiento

Contenido de bacterias coliformes

Ninguno 11

111

IV

Cloración Completo con filtración rápida en arena y poscloración Tratamiento adicional: presedimentación y precloraclón

Limitado a aguas subterráneas no sujetas a ningún tipo de contaminación. Promedio en cualquier mes 50/100 ml PromediO en cualquier mes 5000/100 ml s1n exceder este valor en más del 20'ro de las muestras examinadas en cualquier mes. Promedio en cualquier mes 5000/100 ml pero excediendo este valor en más del 20% de las muestras analizadas en cualquier mes, y s1n exceder de 20000/100 mL en más del 5% de las muestras examinadas en cualquier mes

El C omité de Control de Polución del Estado de California ha promulgado estándares de calidad del agua cruda para suministros domésticos, los cuales se incluyen en el cuadro 1.2. Cuadro 1.2

Estándares para fuentes de aguas crudas, suministro doméstico (1) PARÁMETRO

080 mg/L Promedio mensual máximo diario, o muestra NMP de coliformes/100 ml Promedio mensual máximo diario o muestra

FUENTE EXCElENTE Requiere solamente desinfección como tratamiento

FUENTE BUENA Requiere tratamiento usual tal como filtración y desinfección

FUENTE POBRE Requiere tratamiento especial o adicional y desinfección

0.75- 1,5 1,0- 3,0

1,5- 2,5 3,0-4,0

>2,5 >4,0

so- 100 <5% sobre 100

so- 5000 <20'Yo sobre 5000

>5000 <5% sobre 20000

4,0-7,5 >75

4,0-6,5 >60

4,0

6,0-8,5

5,0-9,0

3,8- 10,5

<50 <1,5

so- 250

>250 >3,0

00 Promedio mg/L 'ro saturación pH promedio Cloruros mg/L máx. Fluoruros mg/L Fenoles mg/L máx. Color - unidades Turbiedad, un1dades

o o- 20 o- 10

1,5-3,0 0,005 20- 150 10-250

>0,005 >150 >250

En C olombia se han adoptado criterios similares a los anteriores, los cuales se resumen en el cuadro 1.3. Debe anotarse que los valores de este

17

PURIFICACIÓN OEL AGUA

cuadro son guías para asignar dicho uso al recurso y que no constituyen requisitos para el diseño de una planta de purificación. El método que se ha de utilizar en la purificación depende básicamente de las características del agua cruda. La selección del proceso de tratamiento se hace con base en la experiencia y en estudios de tratabilidad realizados en el laboratorio o con plantas piloto, en cada región en particular. Cuadro 1.3 Criterios de calidad para destinación del recurso para consumo humano y doméstico, mg/L PARÁMETRO

Amonfaco (como N) Arsénico Bario Cadmio Cianuro Cinc Cloruros Cobre Color (unidades) Fenoles Cromo hexavalente Difenil policlorados Mercurio Nitratos (corno N) Nitritos (como N) pH (unidades) Plata Plomo

Selenio Sulfatos SAAM Turbiedad Colifoones totales NMP/100 ml Coliformes fecales NMP/100 ml NO = No detectable

Requiere tratamiento convencional: coagulación, ftoculaclón, sedimentación, filtración y desinfección

Requiere sólo desinfección

1,0

1,0

0,05

0,05

1,0

1,0

0,01

0,01

0,2

0,2

15,0 250,0 1,0 75 0 ,002 0,05

15,0

NO 0,002 10,0 1,0 5,0. 9,0 0,05 0,05

250,0 1,0

20 0,002 0,05

ND 0,002 10,0 1,0

6,5-8,5 0,05 0,05

0,01

0,01

400,0 0.5

400,0 0,5 10

20000

1000

2000

18

POTABILIZACIÓN DEL AGUA

En el cuadro 1.4 se resumen los procesos de purificación de agua más usados en la actualidad. Cuadro 1.4 Procesos de purificación de agua PROCESO

PROPÓSITO

TRATAMIENTO PRELIMINAR Cribado

Remoción de desechos graneles que pueden obstruir o dañar tos equipos de la planta

Pretratamiento qu!mico

Remoción eventual de algas y otros elementos acuáticos que causan sabor. olor y color.

Presedimentación

Remoción de grava, arena, limo y otros materiales sedimentables.

Aforo

Medida del agua cruda por tratar.

TRATAMIENTO PRINCIPAL Aireación

Remoción de olores y gases disueltos; adición de oxfgeno para mejorar sabor.

Coagulación/flocutación

Conversíón de sólidos no sedimentables en sólidos sedlmentables.

Sedimentación

Remoción de sólidos sedlmentables.

Ablandamiento

Remoción de dureza

Filtración

Remoción de sólidos finos, flócuto en suspensíón y la mayoría de tos microorganismos.

Adsorción

Remoción de sustancias orgánicas y color.

Estabilización

Prevención de incrustaciones y corrosién.

Ftuoruraclón

Prevención de caries dental.

Desinfección

Exterminio de organismos patógenos.

La efectividad relativa de los principales procesos y operaciones unitarias usados en la purificación de aguas se resume en el cuadro 1.5 (1,33)

19

PURIACACION DEL AGUA

Cuadro 1.5 Atributos comunes del agua afectados por los procesos y operaciones unitarias convencionales de tratamiento

El grado relativo de efectividad de cada operación o proceso unitario se indica por un signo +, hasta un límite de cuatro; los efectos indirectos se registran mediante paréntesis colocados alrededor de los signos. Otros factores y limitaciones se indican con notas al pie de la tabla. Filtración lenta en arena sin (e)

(e)

Ablandamiento con cal-soda y sedimentaclón (d)

Cloración

(e)

Filtración rápida en arena precedida de (e) (f)

o

+

(+++)1.2

++++

++++

++++

COLOR

o

+++

o

+

++++

TURBIDEZ

o

+++

(++)2

++++3

++++

++4

(+)

(++)2

+

(++)

+

(--)7

++++'1

o

(- -)7

o

11

o

(- -)'0

o

(++)

++++12

++++ 12

o

Atributo

Aireación

Coagulación floculaclón y sedimentaclón

(a)

(b)

BACTERIAS

OLOR Y SABOR DUREZA CORROSlVI DAD HIERRO Y Mn

+++a - - _9

+++

(-

)'o +12

(g)

o o ++++5 - _6

1. Cuando se producen valores muy altos de pH por tratamiento con exceso de cal. 2. Mediante inclusión en los precipitados. 3. Por turbidez alta los filtros se taponan muy rapidamente. 4. Sin incluir sabores por clorofenoles. 5. Cuando se emplea cloración al punto de quiebre o supercloración seguida de decloración. 6. Cuando no se emplea (5) en presencia de olores y sabores intensos. 7. Algunos coagulantes convierten carbonatos en sulfatos. 8. Mediante remoción de dióxido de carbono. 9. Mediante adición de oxigeno. 10. Algunos coagulantes introducen dióxido de carbono. 11. Variable; algunos metales son atacados a valores de pH altos. 12. Después de la aireación.

El agua debe purificarse para que esté siempre libre de todo organismo patógeno, es decir, que sea biológicamente segura. La desinfección es efectiva para dicho propósito si el agua carece de material suspendido. La posibilidad de que los microorganismos patógenos, especialmente los virus,

20

POTABILIZACIÓN

oa AGUA

se encuentren embebidos dentro de un recubrimiento protector del material que produce turbiedad en el agua hace necesario, para una buena desinfección, la remoción previa de la turbiedad. El Comité sobre virus de la AWWA recomienda, para una desinfección apropiada, mantener niveles de turbiedad menores de 1 UTJ (20). Lo anterior supondría, por lo tanto, como tratamiento mínimo para aguas de consumo, la filtración y desinfección. Con el propósito de ilustrar el ordenamiento de los procesos y operaciones de tratamiento, así como sus diferentes aplicaciones, se presentan al final de este capítulo, figuras 1.1 a 1.3, algunos diagramas de flujo de plantas de purificación de aguas.

1.2 CONSIDERACIONES GENERALES DEL DISEÑO El objetivo básico del diseño de una planta de purificación de agua es el de integrar, de la manera más económica, los procesos y operaciones de tratamiento para que, cuando sea operada adecuadamente, pueda proveer sin interrupción el caudal de diseño y satisfacer los requerimientos de calidad del agua potable. Por lo tanto, la planta de purificación debe tener máxima confiabilidad y flexibilidad, mínima operación y mantenimiento, y solamente los controles e instrumentación indispensables. Las condiciones locales predominantes determinan la importancia de los factores previamente mencionados y su incidencia en cada diseño particular. En general se recomienda tener en cuenta, entre otros, los siguientes preceptos de diseño: -No existe un problema típico de diseño de una planta de purificación. En la práctica los proyectos varían desde una pequeña adición a un sistema existente hasta el diseño de un sistema completo. -Aunque la plal}ta de tratamiento juega, en muchos casos, el papel primordial en el mejoramiento de la calidad del agua, en el diseño debe considerarse además la fuente y el sistema de distribución, si se quiere lograr la "producción económica" pe un agua de buena calidad. -El ingeniero diseñador debe familiarizarse con todas las normas, leyes y requerimientos oficiales aplicables al proyecto: especificaciones para el diseño de plantas potabilizadoras de agua, Insfopal - 1970; Decreto 2105/83; Decreto 1594/84; códigos de construcción, etc. -El tipo de tratamiento depende de la calidad de la fuente de suministro y de la calidad deseada en el agua producida. Por lo tanto, una información adecuada sobre la fuente es prerrequisito del diseño. Esto su-

PURIFICACIÓN DEL AGUA

21

pone un análisis completo del agua cruda y, cuando la fuente no es de características uniformes, el conocimiento de las variaciones de sus características y una evaluación de los cambios posibles de calidad de la fuente durante la vida útil de la planta. -Cuando no existe información suficiente sobre la calidad de la fuente, además de un programa de muestras y análisis, debe recogerse información proveniente de plantas en operación de fuentes semejantes en el área. -En fuentes superficiales la bocatoma o captación debe localizarse en tal forma que provea una adecuada protección contra cualquier fuente de contaminación. En embalses profundos, las captaciones con tomas múltiples, a varias profundidades, ofrecen flexibilidad en la selección del agua y en la calidad de la misma en diferentes condiciones. En fuentes subterráneas, la profundidad y localización de los pozos son condicionadas por la adecuada protección de los mismos contra fuentes de contaminación y por la obtención de agua de calidad favorable. - La capacidad nominal de diseño de una planta es generalmente mayor que la demanda máxima diaria proyectada para el período de diseño. -En la selección del período de diseño de los componentes de la planta se debe tener en cuenta la vida útil de la estructura y el equipo, la facilidad de expansión, la tasa de crecimiento del área de servicio, la tasa de interés sobre los préstamos, los cambios del poder adquisitivo de la moneda durante el período de deuda y la operación de las estructuras y los equipos durante los años iniciales. En general, se proveen desde el principio aquellas estructuras que no pueden construirse económicamente por etapas, ejemplo: edificios y estaciones de bombeo. - Es necesario que la planta de purificación pueda operar continuamente con uno o más equipos fuera de servicio por mantenimiento. Esto supone un mínimo de dos unidades de tratamiento, por ejemplo: tanques de sedimentación, floculadores o filtros, dosificadores de coagulantes, doradores; si existe bombeo debe haber una unidad de reserva. Solamente debe usarse la instrumentación esencial, y la utilización de equipo automático debe restringirse para prevenir que una falla del mismo pueda dejar sin suministro de agua potable a la población. -Para la localización de la planta se deben tener en cuenta los siguientes aspectos: área futura de servicio, costo bajo del terreno, ubicación con respecto a la fuente de distribución, topografía, disponibilidad de energía eléctrica, facilidades de acceso, facilidad de disposición de residuos, actitud de la comunidad, defensa civil y protección contra atentados, belleza natural y paisajística.

22

PorABIUZACióN oa AGUA

PLANTA DE COAGULACIÓN Y FILTRACIÓN CONVENCIONAL PARA REMOCIÓN DE COLOR, TURBIDEZ Y MICROORGANISMOS COAGULANTES

A

MEZCLA RÁPIDA

FLOCULACIÓN

E

SEDIMENTACIÓN

PLANTA PARA UN SUMINISTRO PEQUEÑO CON AGUA CRUDA DE BUENA CALIDAD CLORO

A

TANQUE DE ALMACENAMIENTO

SEDIMENTACIÓN

E

PLANTA DE ABLANDAMIENTO SODAASH

E

A

PLANTA DE ABLANDAMIENTO CLORO

CAL - SODA ASH

A

TANQUE CONTACTO

MEZCLA RÁPIDA

PLANTA DE ABLANDAMIENTO CLORO

COAGULANTES

A

MEZCLA RÁPIDA

FLOCULACIÓN Y SEDIMENTACióN

Figura 1.1 Diagramas de flujo plantas de purificación.

TANQUE CONTACTO

E

23

PURIFICACIÓN DEL AGUA

PLANTA DE REMOCIÓN DE HIERRO Y MANGANESO AJUSTE DE pH OXIDANTE QUIMICO

A

MEZCLA RÁPIDA

TANQUE DE RETENCION

TANQUE DE CONTACTO

FILTRACION

E

PLANTA DE REMOCIÓN DE HIERRO Y MANGANESO

CLORO

A

AIREACION

CLORO

SEDIMENTACION

FILTRACION

TANQUE DE ALMACENAMIENTO

E

PLANTA DE FILTRACIÓN DIRECTA COAGULANTE

A

MEZCLA RÁPIDA

CLORO

FLOCULACION

FILTRACION MEDIO DUAL

TANQUE DE CONTACTO

PLANTA DE FILTRACIÓN DIRECTA

ALUMBRE

poLIME.RO

CLORO

NOIONICO

A

MEZCLA RÁPIDA

FILTRACION MEDIO DUAL

Figura 1.2 Diagramas de flujo plantas de purificación.

TANQUE DE CONTACTO

E

E

1~

::!! ca

e

iil

...w -o

ji) :::1

íit

c. (!)

"O

e

g.

tll

o:

:::1

c. (!) ~ e

!»

Bombas Bandetas de a1reación Cono de mezcla rápida Dosificación Tanque de Floculación Tanque de SedimentaciÓn: a. Pantalla b. Rebosadero 7. Bombas para filtración 1.

2. 3. 4. 5. 6.

8 9 10. 11 12. 13. 14. 15.

Filtros Clorador Tanque de almacenamiento Bomba del hídroneumático Bomba para díslnbución Hidroneumát1co Distribución Desague hrdroneumálico 16. Tablero controles

~

r=

~

~

o

!!!

~ ~

PURIFICACióN DEL AGUA

25

-Las especificaciones respectivas deben garantizar una construcción económica, pero durable, teniendo en cuenta que las plantas son usadas por muchos más años que los de su período de diseño.

CAfj[fULO Aireación

2.1 GENERALIDADES n purificación y tratamiento de aguas se entiende por aireación el proceso mediante el cual el agua es puesta en contacto íntimo con el aire con el propósito de modificar las concentraciones de sustancias volátiles contenidas en ella. En resumen, es el proceso de introducir aire al agua. Las funciones más importantes de la aireación son: - Transferir oxígeno al agua para aumentar el OD - Disminuir la concentración de C02 - Disminuir la concentración de H 2S - Remover gases como metano, cloro y amoníaco Oxidar hierro y manganeso Remover compuestos orgánicos volatiles Remover sustancias volátiles productoras de olores y sabores. En tratamiento de aguas residuales la función más común del sistema de aireación es la de transferir oxígeno al líquido, a las tasas requeridas para que el oxígeno no limite la utilización de la materia orgánica y las funciones metabólicas de los microorganismos. La aireación representa una de las operaciones de uso más intensivo de energía en los sistemas de tratamiento, mediante equipos de aireación difusa, equipos de turbina y aireadores mecánicos. En purificación de aguas se agrega oxígeno mediante aireación para la remoción de hierro y manganeso principalmente. En plantas de ablandaantes de ablandar con miento se utiliza la aireación para remover cal. Aunque también se usa la aireación para la remoción de olores y sabores causados por sustancias volátiles en el agua, en la mayoría de los casos la aireación es poco efectiva en la solución de dichos problemas.

co2

30


La aireación cumple sus objetivos de purificación del agua mediante

el

arrastre o barrido de las sustancias volátiles causado por la mezcla turbulenta del agua con el aire y por el proceso de oxidación de los metales y los gases. El agua aireada es más agradable al paladar; la aireación reduce el nivel de C02 hasta unos 4,5 mg!L, pero la corrosión sólo se previene si la alcalinidad del agua excede de 100 mgiL (7). Los principales aireadores, utilizados comúnmente en purificación de aguas de pozos, son los de toberas, cascadas, canales inclinados y aireadores de bandejas. En aguas residuales se utilizan aireadores por difusores y aireadores mecánicos superficiales o sumergidos.

2.2 FUNDAMENTOS Todo soluto tiende a difundirse en una solución hasta que la composición se hace homogénea. La tasa a la cual un soluto se difunde a través de un área transversal uniforme depende de su tamaño y forma molecular así como del gradiente de concentración de las sustancias. Una sustancia se mueve espontáneamente de una zona de alta concentración a una zona de concentración inferior; por lo tanto, la concentración de las sustancias volátiles en el aire y en el agua, así como la concentración de saturación, son factores que controlan la tasa a la cual se efectúa el intercambio. Como las temperaturas altas aumentan la volatilidad de los compuestos y disminuyen su valor de saturación, la aireación, para la remoción de sustancias volátiles, es más eficiente en aguas cálidas que frías. A la vez, la remoción, por aireación, de gases como el H 2S, C02 y NH3 es función del pH del agua. De acuerdo con la primera ley de la difusión de Fick y la teoría de la capa liquida estacionaria, la tasa de cambio en la concentración de una sustancia volátil se expresa por la ecuación: dC dt donde: dC/ dt = tasa de cambio en la concentración, mg/L.s K = coeficiente de transferencia de la sustancia volátil, m/s A = área de contacto entre la fase gaseosa y la fase líquida, m2

(2.1)

31

AIREACIÓN

V = volumen de la fase líquida, m3 es= concentración de saturación del gas en el líquido, mg/L e = concentración del gas o sustancia volátil en el líquido, m giL La ecuación anterior indica que la tasa de cambio en la concentración del gas, durante la aireación, es directamente proporcional al área de contacto A, al déficit de saturación y al coeficiente de transferencia, e inversamente proporcional al volumen del líquido expuesto. Por lo tanto, cualquier factor que afecte estos parámetros afecta la tasa de transferencia del gas. En la desorción o liberación de un gas, o sea cuando la concentración del gas disminuye con el tiempo o se desgasifica una solución sobresaturada, la tasa de difusión, de/dt;aumenta a medida que la concentración e disminuye (ver figura 2.1).

(2.2)

o Figura 2.1 Deserción de un gas.

En la absorción de gases, o sea cuando la concentración del gas aumenta con el tiempo o período de aireación la ecuación es diferente (ver figura 2.2).

(2.3} donde:

e = concentración del gas para el tiempo t, mg/L eo = concentración inicial del gas en el líquido, o concentración para t = O, mg/L t = tiempo de aireación, s

32


c. ----e

l

e

o Figura 2.2 Absorción de un gas.

En este caso la tasa de absorción del gas disminuye a medida que la concentración aumenta. Las ecuaciones anteriores, conocidas como ecuaciones de Lewis y Whitman, indican: - La tasa de transferencia del gas para cualquier tiempo t es proporcional a la diferencia entre la concentración de la saturación Cs y la concentración e del gas en el agua. La tasa de transferencia es directamente proporcional a la relación del área de contacto entre la fase gaseosa y la fase líquida con el volum~n de la fase líquida, AN. La tasa de transferencia es directamente proporcional al coeficiente de transferencia del gas, K. La cantidad de gas transferido es mayor a medida que aumenta el tiempo de aireación. La temperatura y la presión son factores importantes porque afectan los valores de e$) de la difusividad y del coeficiente de transferencia del gas, K. De acuerdo con lo anterior, factores importantes en el diseño de aireadores son: el tiempo de aireación, la relación A/V y una ventilación adecuada.

33

AIREAC10N

2.3 AIREADORES DE CAÍDA DEL AGUA (AGUA EN AIRE) 2.3.1 Alreadores de fuente o surtidores Consisten usualmente en una serie de toberas fijas, sobre una malla de tuberías, las cuales dirigen el agua hacia arriba, verticalmente o en ángulo inclinado, de tal manera que el agua se rompe en gotas pequeñas. Este tipo de arreadores ha sido usado para la remoción de y la adición de oxígeno; tienen gran valor estético, pero requieren un área grande. La velocidad inicial de una gota emergente de una tobera u orificio está dada por la ecuación:

co2

(2.4) La descarga, por la expresión:

(2.5) donde:

V o= velocidad inicial, m/s g = aceleración de la gravedad, m/s 2 h = energía total sobre la tobera, generalmente 1,2- 9 m (33); 7,1 - 14,2 m (15) cd = coeficiente de descarga, determinado experimentalmente, para la boquilla, según su tipo y forma, generalmente, 0,75-0,95 (4). A = área de la tobera u orificio, m 2 Q = descarga, m 31s

La trayectoria de un chorro de agua en el aire puede analizarse teóricamente, aplicando el teorema de Bemouilli, con el término de presión igual a cero. La sumatoria de las alturas de velocidad y de posición debe ser igual en todos los puntos de la curva, o línea de corriente, descrita por el chorro de agua en el aire bajo acción de la gravedad, si se desprecian los efectos de la fricción del aire y de la velocidad del viento (ver figura 2.3). De acuerdo con las ecuaciones de Newton para movimiento uniformemente acelerado, las coordenadas de una partícula de fluido que pasa de la tobera a un punto P de la trayectoria están dadas por:

(2.6)

34

PoTABILIZACióN DEL AGUA

LE

~ 2g

Figura 2.3 Trayectoria teórica de un chorro de agua.

(2.7)

donde:

X =

coordenada horizontal del punto P coordenada vertical del punto P t = tiempo de aireación Vo= velocidad inicial del chorro cj> = ángulo de inclinación del chorro con la horizontal g = aceleración de la gravedad

y

Además, (2.8)

= v;x + v;y 2g

2g

(2.9)

Para la altura máxima de la trayectoria, sobre la tobera,

(2.10)

35

AJREACióN

El tiempo teórico de exposición de una gota de agua estará dado por la ecuación

_ 2VoSen <1>

t-

g

_

-

,. Nhg

ZC S d en'l' -

(2.11)

Por lo tanto, para un valor de h dado, t será máximo para el chorro vertical, o sea para sen= l. Sin embargo, en los chorros inclinados existe la ventaja de una trayectoria más larga y menor interferencia entre las gotas al caer. El tamaño, el número y la distancia entre toberas dependen de la energía a consumir, del área disponible y de la interferencia entre fuentes adyacentes. Generalmente se usan toberas de 2,5- 3,8 cm (1 - 1,5") de diámetro con descargas entre 4,7 a 11 L/s (75- 175 GPM) a presiones de 69 kPa, 0,7 kg!cm 2, espaciadas 0,6 - 3,6 m .. El área requerida varía generalmente entre O, 11 - 0,32 m 2 por L/s de agua tratada (3). Como la corrosión, tanto interior como exterior, puede ser un problema serio en las tuberías de aireación, es deseable que la instalación sea de material anticorrosivo. Aunque las fuentes son estéticamente muy atractivas y proveen una relación alta de área por unidad de volumen para toberas de gotas finas, tienen la desventaja de ofrecer tiempos muy cortos de exposición, aproximadamente 2 segundos en un chorro vertical con altura de operación de 6 m, requieren bastante área y consumen una alta energía hidráulica.

2.3.2 Alreadores de bandejas múltiples Un aireador de bandejas múltiples consiste en una serie de bandejas equipadas con ranuras, fondos perforados o mallas de alambre, sobre las cuales se distribuye el agua y se deja caer a un tanque receptor en la base. En muchos aireadores de bandeja se coloca medio grueso de coque, piedra, ladrillo triturado o cerámica, de 5 - 15 cm de diámetro, para mejorar la eficiencia del intercambio de gases y la distribución del agua; en plantas de remoción de hierro y manganeso, para usar el efecto catalítico de los depósitos de hierro y manganeso. Generalmente se usan de 3 a 9 bandejas, comúnmente 3 a S; el espaciamiento entre bandejas es de 30 a 75 cm. El área requerida para las bandejas varía entre 0,05 a O, 15m2 por L/s de agua tratada, generalmente menos de 0,06 m2 (3) . Otros autores especifican medio de contacto de 3 a 6 cm de diámetro, separación entre bandejas de 30 60 cm y 3,5 a 7,0 Us por cada m2 de lecho de contacto (4). La altura del aireador de bandejas suele ser de 2 a 3 m.

36

PoTABIUZACtÓN DEL AGUA

La ventilación es un factor importante en el diseño de estos aireadores y debe estudiarse cuidadosamente para la selección del sitio de localización. La corrosión, la formación de lamas biológicas y crecimientos algales son factores de importancia en el diseño de aireadores; por ello, se construyen con materiales durables como acero inoxidable, aluminio, concreto o maderas resistentes. Los crecimientos biológicos y de algas pueden controlarse mediante tratamiento del agua cruda con cloro y sulfato de cobre. La remoción de en estos arreadores puede calcularse, aproximadamente, por la fórmula de Scott (3):

co2

(2.12) donde:

Cn = concentración de C02 en mg!L después de pasar Co = n k

= =

por n bandejas concentración original de C02, m giL número de bandejas 0,12- 0,16, constante que depende de la ventilación, temperatura, turbulencia y característica de la instalación. La aireación raras veces reduce el a menos de 4,5 mg!L (7).

co2

Factores de diseño utilizados para aireadores de bandejas se incluyen en el cuadro 2.1.

37

AIREACIÓN

Cuadro 2.1 Información típica para diseño de aireadores de bandeja

Parámetro Carga hidráulíca: (Caudal/área total de bandejas)

Número de bandejas

Valor

Unidad

Referencia

550- 1800

m/d

(3)

<700

m/d

(3)

300-600

m/d

(4)

500- 1600

m/d

(7)

120

m/d

(9)

60-300

m/d

(15)

<300

m/d

(25)

600- 1200

m/d

(51)

3-5 4-6

(7)

>3

(25) (7)

1,2-3

m

espesor

15-30

cm

coque o piedra, diámetro

4- 15

cm

coque o piedra, diámetro

5

cm

(7)

5- 15

cm

(15)

5-6

mm

• 5- 12

mm

Altura total del aireador lecho de contacto

esferas de cerámica, diámetro Orificios de distribución, diámetro

Separación entre orifiCIOS

Profundidad de agua en la bandeja Separación entre bandejas

Eficiencia en remoción de CO:!

2,5

cm

2,5-7,5

cm

15

cm

30-75

cm

<30

cm

30-60%

(7, 15, 25)

(7,25)

(25) (7)

38


Tuberfade distribución

Aireador de Bandejas

o

Figura 2.4 Aíreadores típicos de bandejas.

2.3.3 Alreadores en cascadás y vertederos (agua en aire) En este tipo de aireado res el agua se deja caer, en láminas o capas delgadas, sobre uno o más escalones de concreto. El aireador de cascada produce una pérdida de energía grande, pero es muy sencillo. Algunos autores co-

39

AIREACIÓN

mo Ovennan (7) señalan que con una cascada y 40 cm de profundidad de suministro se pueden airear 9000 m 3/d de agua con remociones del 50 -60% de C02• El aireador de cascadas se diseña como una escalera; entre más grande sea el área horizontal más completa es la aireación. La aireación ocurre en las áreas de salpicamiento en forma similar a la que ocurre en un río turbulento; por ello se acostumbra colocar salientes, bloques o vertederos en los extremos de los escalones. La carga hidráulica de estos aireadores puede ser de 10 - 30 L/s. m 2 u 864-2592 m/d, donde la carga hidráulica es la relación entre el caudal aplicado y el área horizontal del aireador; la altura de los escalones, de 20-40 cm, y la altura total, de 1-3 m. La aireación en vertederos y aliviaderos es factible cuando existe suficiente energía disponible; en ese caso el sistema es económico, no se requiere energía adicional y el mantenimiento es sencillo. El sistema de aireación con vertederos es más eficiente que el de aliviaderos. Es posible mejorar la aireación creando turbulencia, mayor relación de área/volumen, cuando el agua cae libremente de un nivel superior a uno i'nferior que cuando cae deslizándose sobre la cara del vertedero. La eficiencia del aliviadero también puede aumentarse si se aumenta la rugosidad del canal o si se crea un resalto hidráulico. En un vertedero, la aireación ocurre durante la formación de la capa aguaaire en la cresta del vertedero en caída libre. La transferencia de gases se mejora por entrapamiento y salpicamiento en la superficie inferior de agua. Los estudios hechos por Nakasone (58) indican que la oxigenación sobre un vertedero puede calcularse por la siguiente ecuación: (2.13)

donde:

r 20

=

rzo

=

relación de déficit de oxígeno a 20°C Cs20 -Co

Cszo -C

(2.14)

Cszo = valor de saturación de OD a 20°C, mg/L Co C D

= = =

He q

=

=

concentración de OD antes de la caída, mg!L concentración de OD después de la caída, mg/L altura de la caída desde la cresta del vertedero hasta la superficie del agua, m profundidad crítica sobre el vertedero, m caudal por metro de ancho del vertedero, m 3/h.m

40

PoTABIUZACióN DEL AGuA

H = profundidad del agua a la salida de la caída, m K, n, p, t = coeficientes que dependen de q y de (D + 1,5Hc)

Figura 2.5 Esquema de vertedero para aireación.

Nakasone indica que es más efíciente un sistema de cascadas múltiples con caídas menores de 1,2 m que una sola caída con altura mayor de 1,2 m.

Figura 2.6 Cascadas de aireación.

La aireación óptima en los estudios de Nakasone se obtuvo para q m 3/h.m o 5640 m 3/m.d.

= 235

41

AIREACIÓN

1~ rre~---~~~--- -~~

/1

Escalón

Figura 2.7 Aireador de cascadas.

Figura 2.8 Aireador de cascadas.

Figura 2.9 Aireador de cascadas tipo escalera.

'

42


Para determinar la altura de la cascada de oxigenación se puede usar la ecuación siguiente (68): H

=---,----,----R-,---_1_-.=-

(2.15)

0,361 ab (1 +0,046T)

(2.16)

donde

R

Cs = Co

e = H T a

b

=

relación deficitaria de oxígeno concentración de saturación de oxígeno disuelto a la temperatura T, mg!L concentración de oxígeno disuelto en el agua, antes del vertedero o cascada, mg/L concentración de oxígeno disuelto en el agua, después del vertedero o cascada, mg/L altura de caída del agua, m temperatura del agua, oc 1,25 para agua limpia de río 1,O para agua poluta de río 0,8 para efluente de aguas residuales 1,0 para un vertedero de caída libre 1,1 para escalones 1,3 para vertedero escalonado.

Algunos parámetros típicos, para diseño de cascadas de oxigenación, se incluyen en el cuadro 2.2 (60). Cuadro 2.2 Parámetros típicos para diseño de cascadas de oxigenación Parámetro Carga hidráulica para caudal promedio Carga hidráulica típica para caudal promedio Altura del escalón Altura típica del escalón Longitud del escalón Longitud tlpica del escalón Altura de la cascada

Valor 1.200- 6.200

m3/m.d

3.000 m3/m.d 15-30 cm 20cm 30-60 cm

45 cm 1,8-5 m

43

A IREACIÓN.

2.4 AIREADOR MANUAL PARA REMOCIÓN DE HIERRO Y MANGANESO La figura 2.10 muestra un aireador de operación manual desarrollado en la India para la remoción de hierro y manganeso en el medio rural. El aireador consta de tres cilindros colocados uno sobre otro. En cada uno de los dos cilindros superiores se colocan 15 cm de piedra de 20-50 mm. En la capa del cilindro inferior se coloca un espe$Or de 30 cm de arena gruesa sobre un lecho de soporte de grava de S cm de espesor y grava de 1-2 cm.

Ventiladores

75 mm x25mm

Ventiladores

25 x25mm

Tanque de recolección

Figura 2.10 Aireador manual para remoción de hierro y manganeso.

44


2.5 EJEMPLO Para airear adecuadamente un agua se requiere, según experimentación, mantener el agua en el aire 1,7 segundos lanzándola con una boquilla de 2,5 cm de diámetro y cd = 0.85. La boquilla forma un ángulo de 85° con la horizontal. Hallar: a) b) e) d)

Velocidad inicial de flujo Distancia hasta la cual llega el chorro Caudal por la boquilla Presión de trabajo requerida

Solución:

a) Y = V o Sen cp .

gt2

t - -

2

2 O= (V Sen 85) 17- 9,S(l,l) o

2

,

= 8,36 m/s

V0

b) X

= (V Coscp)t = (8,36 Cos 85)1,7 = 1,24 m 0

e)

Q

= VoA = 8,36

7t(O,O~S 4 ) = 4,24 2

x

x 10-3 m3/s

Q = 4,24 Lis d)

h

= 4,94 m

Los 4,94 m de pérdida de energía equivalen a una presión de 0,49 kg!cm o 49 kPa.

2

45

AIREACióN

2.6 EJEMPLO Dadas las condiciones del problema anterior hallar área y dimensiones de un aireador para 300 U s.

Solución: Número de boquillas requerido = 300/4,24 = 71 boquillas. Se colocarán 70 boquillas en 7 filas de 1O boquillas cada una. Distancia entre boquillas = 60 cm. Longitud de cada tubo con 10 boquillas = 9 x 0,6 = 5,4 m. Distancia entre tubos= 1,25 m> 1,24 m, para que no haya interferencia entre los surtidores. Los 7 tubos o filas de boquillas cabrían en una longitud de 6 x 1,25 = 7,5 m. Dejando un espacio de 0.5 m a cada lado de los tubos extremos, el aireador tendría un área de 6,4 X 8,5 m, o sea 54m 2• Carga de diseño = 54/300 = 0,18 m2 por L/s. Generalmente 0,11 0,32 (3).

2.7 EJEMPLO Un aireador de bandejas tiene las siguientes características: 4 bandejas de láminas perforadas, de 0,76 X 2,1 m cada una; medio de contacto de coque de 2,5 a 5 cm de diámetro; altura de la entrada del agua, 2,4 m, y separación entre bandejas, 0,6 m. Calcular, en L/s, el caudal que puede tratar dicho aireador si la carga debe ser de 5 L/m 2s, 432 m/d.

Solución: Área de bandejas = 4 x 0,76 x 2,1 = 6,38 m~ Caudal= 5

X

6,38 = 31,9 L/s

Caudal = 432

X

6,38 = 2756 m3/d

46

POTABIUZACIÓN DEL AGUA

2.8 EJEMPLO

Determinar la altura de la cascada, con escalones de aireación, requerida para oxigenar un agua con temperatura de 20°C. Suponga efluente de aguas residuales con 0,0 mg/L de oxígeno disuelto. Se desea elevar la concentración de oxígeno disuelto a 5,0 mg/L.

Solución: De una tabla de concentraciones de saturación de oxígeno disuelto se obtiene:

Cs

=

9,17 mg/L

De la fórmula 2.16 se obtiene:

R = C 5 -C 0 = 9,17 -0 = 2,2

e -e

9' 17- s

S

-

H

De la ecuación 2.1 S se deduce la altura de la cascada de oxigenación:

R -1 (1 +0,046T) = 0,361

= 0,361 ab

X

0,8

X

2,2 - 1 1,1 (1 +0,046

X

20)

=2 0 m '

Se puede adoptar una cascada de 2 m, con 1Oescalones de 20 cm de altura cada uno.

Mezcla rápida

3.1 DESCRIPCIÓN a mezcla rápida es una operación empleada en el tratamiento del agua con el fin de dispersar diferentes sustancias químicas y gases. - - • En plantas de purificación de agua el mezclador rápido tiene generalmente el propósito de dispersar rápida y uniformemente el coagulante a través de toda la masa o flujo de agua. La mezcla rápida puede efectuarse mediante turbulencia, provocada por medios hidráulicos o mecánicos, tales como: resaltos hidráulicos en canales, canaletas Parshall, vertederos rectangulares, tuberías de succión de bombas, mezcladores mecánicos en línea, rejillas difusoras, chorros químicos y tanques con equipo de mezcla rápida. En los mezcladores hidráulicos la mezcla es ejecutada como resultado de la turbulencia que existe en el régimen de flujo; en los mecánicos la mezcla es inducida a través de impulsores rotatorios del tipo de hélice o turbina. Los de hélice, semejantes a hélices de barco, generan corrientes axiales fuertes que crean gran intensidad de mezcla y se han usado para mezcla de alta velocidad con rotaciones de hasta 2000 revoluciones por minutO (32). Los impulsores de paletas generan principalmente corrientes radiales y tangenciales, y son más usados en floculación con velocidades rotacionales bajas, 2 -150 RPM, debido a la mayor área expuesta al agua. El término turbina se aplica, indistintamente, a una gran variedad de formas de impulsores; generalmente consisten en varias aletas rectas montadas verticalmente sobre una placa plana, figura 3.2, aunque también se usan las de aletas curvas. La rotación se hace a velocidades moderadas y las corrientes generadas son principalmente de dirección radial y tangencial (5). Los impulsores de flujo radial descargan el líquido desde el impulsor, a lo largo de un radio, en ángulo recto con su eje; en los de flujo axial el líquido entra al impulsor y es descargado desde él, en forma paralela a ~u eje (figuras 3.2 y 3.3).

50

POTABIUZACióN DEL AGUA

Impulsor de paletas planas Pantalla

Motor

de~

Impulsores flujo radial

-

r:::--.tq e

Mezdador en linea F-~-

'

Flgur• 3.1 Mezcladores mecánicos (1 ,3,57).

51

MEZCLA AAPIDA

Paletas Turbina

.................

Hélice

Paletas

Paletas

Flujo axial

('\ { \ t l ! l Turbina de flujo axial

Turbina

Turbina de flujo radial

las flechas indican las trayectorias de flujo creadas por las unidades de agitación. Las unidades de paletas Imparten movimiento rotatorio al agua, así como cierta turbulencia interna (1). Figura 3.2 Tipos de agitadores.

52

PorABtUZActóN DEL AGuA

Pantallas

Turb1na tlu¡o axíal

V1sta lateral

V1sta laterar

Hélice flu¡o axtal

V1sta de fondo

Esquema de flujo rad•al

V1sta de tondo

Esquema de tlu¡o axtal

Turbina paletas planas flujo rad1al

Flgur• 3.3 Tipos de agitadores.

53

MEZCLA RÁPIDA

3.2 MEZCLADORES RÁPIDOS MECÁNICOS Este proceso usualmente utiliza tanques y equipos como los de las figuras 3.1, 3.2 y 3.3. Los tanques de mezcla rápida mecánica se proyectan generalmente de sección circular o cuadrada. Los mezcladores mecánicos son fabricados por una gran cantidad de industrias; en general consisten en hélices, paletas, turbinas u otros elementos similares acoplados a un eje de rotación impulsado por una fuerza motriz cualquiera. Los ejes giran a un número alto de revoluciones lo cual agita el agua en forma violenta y propicia la mezcla rápida y uniforme del coagulante. Las turbinas de flujo axial mueven el líquido paralelamente al eje del impulsor; las de flujo radial lo mueven perpendicularmente al eje de rotación. En general, se pueden visualizar tres clases de componentes de flujo inducidas por un impulsor rotatorio. Las componentes axial y radial son buenas para mezcla; la componente tangencial puede limitar la magnitud de la mezcla al causar vórtice. En la práctica, la mezcla es el resultado de una combinación de las tres componentes. El vórtice o remolino másico del fluido debe restringirse en todos los tipos de impulsores pues causa una reducción en la diferencia entre la velocidad del fluido y el impulsor, disminuyendo la efectividad de la mezcla. Cuando el tanque de mezcla es pequeño, el vórtice puede prevenirse montando el impulsor desplazado del eje central o en ángulo con la vertical, o las dos cosas. El método usual consiste en instalar cuatro o más pantallas, de un ancho igual a 1/10 del diámetro del tanque, para romper el movimiento másico rotatorio y promover la mezcla vertical; sin embargo, en tanques de concreto cuadrados, los bafles se omiten a menudo.

3.3 MEZCLADORES RÁPIDOS HIDRÁULICOS Los mezcladores rápidos hidráulicos se utilizan cuando se dispone de suficiente cabeza o energía en el flujo de entrada. En general se utilizan resaltos hidráulicos, canaletas Parshall, tubos vénturi, dispersores de tubos perforados y tanques con bafles, para disipar energía en turbulencia y aprovecharla para la mezcla del coagulante. El mezclador hidráulico tiene la ventaja de no requerir equipo mecánico, consideración muy importante en el diseño de plantas para lugares en los que no se dispone de personal capacitado para mantenimiento ni de suministro apropiado de repuestos.

54

PoTABIUZACióN DEL AGUA

3.4 CONSIDERACIONES DE DISEÑO La principal observación formulada, con respecto al diseño de mezcla rá-

pida, radica en la importancia de dispersar uniformemente el coagulante en el agua cruda de manera que se evite el subtratamiento o el sobretratamiento. El tiempo y el grado de mezcla han sido considerados como los factores más importantes en el diseño; sin embargo, consideraciones adicionales sobre el mecanismo de la coagulación y la cinética de las reacciones de coagulación son también necesarias. Según Amirtharajah (50), la coagulación en el agua, con alumbre, ocurre predominantemente mediante dos mecanismos: adsorción de las especies hidrolizadas solubles sobre el coloide, con la consecuente desestabilización de éste, y coagulación de barrido, en la cual el coloide es entrapado dentro del hidróxido de aluminio precipitante. La figura 3.5 presenta un esquema de dichos mecanismos. En

Con pantallas

Con pantalla

~~

--=""!'::UU&~...------

eDe aquietamiento

De resalto

Estático

Figura 3.4 Mezcladores hídráulicos.

55

MEZCLA AAPtOA

la adsorción-desestabilización las reacciones son muy rápidas; ocurren en

microsegundos si no hay formación de polímeros, y en un segundo si se forman polímeros. La coagulación de barrido es más lenta y ocurre en 1 a 7 segundos. Por lo tanto, para adsorción-desestabilización los coagulantes deben dispersarse en el agua cruda tan rápido como sea posible, en menos de 1 segundo. Para la coagulación de barrido no son muy importantes tiempos tan extremadamente cortos puesto que la coagulación ocurrirá predominantemente por entrapamiento de los coloides dentro del precipitado del coagulante. Lo anterior explica por qué algunos estudios recomiendan la mezcla instantánea del coagulante, con mezcladores en linea o de flujo en pistón, mientras en otros informes se ha encontrado que el tiempo óptimo de mezcla fue de varios minutos y que su instantaneidad no era esencial para una buena floculación. Probablemente la coagulación de un agua cruda sea el resultado de la ocurrencia simultánea de ambos mecanismos de coagulación. Como las recomendaciones de diseño no distinguen entre ellos, se observan criterios o guías muy diferentes para el dimensionamiento de cámaras y equipos de mezcla rápida.

3.5 ECUACIONES PARA DISEÑO

El modelo básico de diseño fue formulado por Camp y Stein en 1943 y, aunque se reconoce que el concepto del gradiente de velocidad no es completamente adecuado para el diseño de mezcladores rápidos, sigue siendo el criterio más usado en la práctica. El gradiente de velocidad es ampliamente aceptado, como un medio para calcular los requerimientos energéticos de mezcla. Los gradientes de velocidad pueden calcularse con las ecuaciones siguientes: -

Para mezcladores hidráulicos:

(3.1)

56

PoTABtUZACtóN DEL AGUA

-

Para mezcladores mecánicos:

G=Jif donde:

G

=

= = V = T = g

H

(3.2)

gradiente de velocidad, s- 1 aceleración de la gravedad, m/s2 pérdida de energía debida a la fricción, m viscosidad cinemática del agua, m 2/s tiempo de retención, s

Flujo químico Rápida (10.....-ls)

Solución de alumbre /

-8-

Flujohldrio>

Muy~!fda 10 s

Rápida-lenta (1-7s)

/-""\

/

1Al{OHh) \ ./ ,?-

Especies hidrolizadas solubles (Dosis baja de alumbre) /

(O

.

11

alu~~r!) a

d e

""""=o=

Tu;edad

\Turbiedad

alta

baja

AI(OH)

Q.,o~ Absorción • desestabthzaoón

F1gura 3.5 Mecanismos de coagulación (50).

Flóculo

Coagt.Caoón de barrido

57

MEZCLA RÁPIDA

P = potencia introducida al agua, W V = volumen del tanque, m 3 J..l. = viscosidad dinámica del agua, N s/m 2, kg!m s, Pa. s "( = peso específico del agua, N/m 3 p = densidad del agua, kg!m 3 Según Rushton, la potencia requerida para establecer condiciones de turbulencia completa en un tanque de mezcla rápida, N RE > 100000, se puede determinar por la relación siguiente: (3.3) donde:

P K p d N

= = = = =

potencia requerida, W constante densidad del agua, kg!m 3 diámetro del impulsor, m velocidad del impulsor, revoluciones/s

El número de Reynolds está dado por:

(3.4) donde:

d = diámetro del impulsor, m N = revoluciones/s p = densidad del liquido, kg!m 3 J..L = viscosidad dinámica, N s/m 2, kg!ms, Pa. s

El valor de la constante K depende del tipo, forma y tamaño del impulsor, del número de bafles y demás variables no incluidas en la ecuación de potencia; se debe determinar experimentalmente. El cuadro 3.1 incluye los valores de K, en régimen turbulento, para diferentes tipos de impulsores, con eje de rotación en el centro de tanques cilíndricos de fondo plano, profundidad del líquido igual al diámetro del tanque, elevación del impulsor sobre el fondo del tanque igual al diámetro del impulsor; tanque con 4 bafles sobre sus paredes, cada uno de ancho igual a 1/10 del diámetro del tanque y diámetro del impulsor igual a 1/3 del diámetro del tanque.

58

POTABILlZACIÓN DEL AGUA

La potencia introducida al agua por unidad de volumen es una medida aproximada de la efectividad de la mezcla, con base en el hecho de que más potencia crea más turbulencia y mayor turbulencia origina mayor mezcla. En general, un impulsor pequeño de alta velocidad produce alta turbulencia en un flujo bajo y es apropiado para dispersar cantidades pequeñas de coagulante o de gas; por el contrario, un impulsor lento, grande, produce baja turbulencia en flujos grandes y es apropiado para la floculación (32). Cuadro 3.1 Valores de K para impulsores en tanques oon bafles, régimen turbulento (5)

IMPULSOR Hélice. pitch cuadrado, 3 aletas*

K

0,32

Hélice pitch = 2, 3 aletas

1,00

Turbina, 6 aletas planas

6,30

Turbína, 6 aletas curvas

4,80

Turbina ventilador, 6 aletas

1,65

Turbina 6 aletas punta de flecha

4,00

Turbina paletas planas, 2 paletas

1,70

Turbina de impulsor encerrado, 6 aletas curvas

1,08

Turbina de impulsor encerrado con estator (sin bafles)

1,12

•un impulsor de hélice, en movimiento giratorio, describe una hélice en un fluido. Dependiendo de la inclinación de las aletas de la hélice, el fluido selá desplazado longitudinalmente una distancia fija en cada revolución del impulsor. La relación entre dicha distancia y el diámetro del impulsor recibe el nombre de pitch; el impulsor tiene un pitch cuadrado cuando esta relación es igual a 1.

De las ecuaciones anteriores se deduce que: (3.5)

Según Lettcrman y otros, para optimizar la mezcla rápida se puede usar la expresión siguiente: (3.6)

donde: To

e

tiempo óptimo de mezcla rápida, s dosis de alumbre, mg/L

59

MEZCLA AAPIOA

La ecuación anterior, como lo señala Amirtharajah (50), no ha sido demostrada para diferentes condiciones de coagulación. Fue desarrollada para coagulación, con alumbre, de suspensiones coloidales de carbón activado y sirve como criterio adicional en el diseño de mezcladores rápidos.

3.6 CRITERIOS PARA DISEÑO Según el Manual de diseño de plantas de tratamientos de agua de la AWW A (1), los criterios de diseño son los incluidos en el cuadro 3.2. Cuadro 3.2 Tiempo de contacto y gradiente de velocidad para mezcla rápida TIEMPO DE CONTACTO,

s

20

1000

30

900

40

790

> 40

700

El Insfopal (24) recomienda los parámetros siguientes para el diseño de mezcladores rápidos mecánicos: Tiempo de retención = 10-90 s Número de Reynolds 100000 Velocidad tangencial de las paletas 0,6 m/s Longitud de las paletas = 1/3 del ancho o diámetro del tanque "Para que la mezcla sea completa, el agua entrará por la parte inferior del tanque y saldrá por la parte superior. Para lograr la entrada por la parte inferior, en muchos casos será necesario colocar una pantalla a la entrada del mezclador". El mezclador debe tener desagües para la limpieza. La misma referencia recomienda, para canaletas ParshaJL, una velocidad de agua en la garganta mayor de 2 m/s. Las normas o estándares de los Diez Estados (25) recomienda el uso de mezcladores mecánicos con períodos de retención menores de 30 segundos y localizados lo más cerca posible del tanque de floculación. Según Arboleda (26) para mezcladores hidráulicos son más aconsejables gradientes de velocidad entre 1000 y 2000 s-\ y cuando se utilizan canaletas Parshall, como sistema de mezcla rápida, la descarga debe ser libre

60

PorABIUZACIÓN DEL AGUA

y la profundidad del agua en la zona convergente de la canaleta debe hacerse mayor de 35 cm, para canaletas de ancho de garganta mayor o igual a 30 cm, con lo cual se obtienen pérdidas de energía mayores de 10,5 cm.

3.7 MEZCLA RÁPIDA CON UNA TURBINA

Ejemplo. Hallar las dimensiones del mezclador rápido, equipado con una turbina de 6 aletas planas, para una planta de purificación que trata 500 Us. La dosis óptima de alumbre es de 50 mg!L; la temperatura media del agua, de 15°C. Según la ecuación de Letterman, ecuación 3.6:

GT

= 5,9

X

46

106/C 1"

Se adopta: G

= 5,9

X

106/(50) 1'46

= 19.514

= 1.000 s·' T = 20

S

Los valores anteriores de G y T son satisfactorios según la A WWA (cuadro 3.2). El volumen de la cámara sería: V

= 0,5 x

20

= 10 m 3

Para una cámara cilíndrica las dimensiones recomendadas por Richter (12) son:

l H

1 Figura 3.6 Dimensiones mezclador rápido.

0/d =3

e 1 O= 1/10 2, 7 S H 1 d S 3,9 0,75 S h Id S 1,3 B/d=114 Wld=1/5

61

MEZCLA RAPlDA

Suponiendo: D

d

= 3·,

H

d

= 3,· se tiene:

H

=D

Por lo tanto, 1tD3

4

= 1O;

= 2,34 m

D

El diámetro de la turbina sería:

D

d = - = 0,78 3

m

La potencia requerida, según la ecuación 3.2: P = G 2VJ.1 = (1000) 2 x to x 1,139 x

w-3 = t139o w

Con una eficiencia del motor del 80%, 11390 0,8 X 1000

P= - - - -

= 14,24 kW

Se adopta un motor de 15 kW. La velocidad de rotación, según la ecuación 3.3: p

N

=

(

K p d5 )

113

=

11390 6,3 x 1000 {0,78)5

1/ 3

= 1,84 RPS = 110 RPM

Las demás dimensiones serían:

H = D = 2,34 m W -- d -- 0,78 5 5

= o,16m

62

POTABILIZACióN Da AGUA

h= d e=

D

10

= 0,78 m = 0,23 m

El dimensionamiento anterior es similar al recomendado a continuación (60) (ver figura 3.7).

EJE MOTRIZ TANQUE

/

Figura 3.7 Dimensiones para mezclador rápido de turbina de 6 aletas planas.

63

MEZCLA R ÁPIDA

NOTAS: -

Diámetro del impulsor:

d

=D 3

Altura del impulsor sobre el fondo: h=d Ancho de la paleta del impulsor:

W=~ S

Longitud de la paleta del impulsor:

d

r =-

4

-

Altura del fluido: H=D Número de pantallas: 4, montadas verticalmente desde el fondo hasta la superficie. Ancho de las pan tallas:

D e= 10 Diámetro del disco central:

D

S=-

4

3.8 MEZCLA RÁPIDA EN CANAL RECTANGULAR CON RESALTO HIDRÁULICO

Ejemplo ( 12). Dimensionar un canal de mezcla rápida para una planta de purificación que trata 165 L/s en una primera etapa y 330 L/s en una segunda etapa. Las condiciones de diseño son las de la figura 3.8.

64


Para la primera etapa: Eo = 0,90 m

(3.7)

(3.8)

q

=

0 165 '

1,0

= 0,165 m3/s.m

1

~--~-1,86m--f

Sección longitudinal

1·1,00m•1

Planta

Figura 3.8 Configuración del resalto en un canal de mezcla rápida.

65

MEZCLA RAPIDA

De las ecuaciones 3.7 y 3.8 se obtiene:

(3.9)

La solución de la ecuación anterior está dada por:

(3.10)

donde:

(3.11)

O sea, 9,8

cose=- (2

0,165

X

x 9,~ x

o,9r = -0,11

Por lo tanto,

e= 96,51 Cos(0/3)

= 0,85

Reemplazando en la ecuación 3.10:

V1

=2

~2

X

9

>~

X

09 •

X

0,85

= 4,1 m/s

q 0,165 h1 =y-=-¡¡= 0,04m 1

)

66


VI -====-

M

4,1 .j9,8

X

0,04

= 6,5

fl

( ujo supercrítico)

Para resalto estable en canales rectangulares: F 1

= 4,5 - 9,0;

Además: (3.12) De la ecuación anterior:

La pérdida en el resalto se calcula, según Belanger, por: (3.13)

{0,35 - 0,04)3 4 X 0,35 X 0,04

h=

= 0,53 m

La longitud del resalto, según Smetana, está dada por: (3.14) L

= 6(0,35- 0,04) = 1,86 m

El tiempo de mezcla está dado por:

(3.15)

v2 = -q =0,165 - - = 0,47m/s h2

0,35

67

MEZClA RÁPIDA

T

1,86

= - - = 4s 0,47

El gradiente de velocidad, según la ecuación 3.1:

G

=

f1i'

'J)lt

9.800 X 0,53 1,139 X 10-J X 4

G=

= 1068 s· 1

Para la segunda etapa: q Cos e = -

= 0,330 m3/s.m 9,8

X

0,330

(2 x 9,~ x 0,9Y'

5

= -0,23

e= 103,11 Cos(e/3)

V1

_

-

2

~2

X

h1

9,8 3

X

= 0,83

0,9

X

O,83

= 4,00 m/s

0,330

= -40- = 008 , m '

4

V.

F1 = -1-=

Ji,h;

J9,8

X

0,08

=4,52

68

PoTABILIZAClÓN oa A GUA

De la ecuación 3.12: 0,08 [ 1

2

h2 = -2- -..¡1 +8(4,52) -1

J = 0,47 m

De la ecuación 3.13: h

=

(0,47 - 0,08) 3 4 X 0,47 X 0,08

= 0,39 m

De la ecuación 3.14: L = 6(0,47-0,08) = 2,34 m

V2

=..9..._ = 0•330 =0,70 m/ S h2

0,47

De la ecuación 3.15:

T =

2,34 = 3,3 0,70

S


G=

9800 x 0,39 = s_ 1009 1 1,139 X 10-3 X 3,3

3.9 MEZCLA RÁPIDA EN VERTEDEROS RECTANGULARES La metodología de cálculo fue formulada por Richter (34) con las siguientes limitaciones: Vertedero rectangular, sin contracciones laterales, en caída libre. Relación P/hc (ver figura 3.9) la menor posible, para reducir la pérdida de energía en la caída libre de la lámina vertedora. Para que el vertedero rectangular pueda ser utilizado como aforador, la relación P/ hc debe ser mayor de 3. Plantas pequeñas, caudal constante y flujo por gravedad.

69

MEZCLA RAPIDA

La figura 3.9 representa la configuración del flujo y del resalto hidráulico en un vertedero rectangular sin contracciones laterales, extendido a todo lo ancho del canal, en caída libre. Para asegurar una dispersión homogénea y continua del coagulante en toda la masa de agua cruda, el coagulante debe aplicarse sobre la sección 1, a una distancia Lm del vertedero. La aplicación del coagulante a una distancia menor de Lm no es recomendable, porque haría que parte del agua cruda recibiese una dosis mayor de coagulante y la restante una dosis menor. Cuando la lámina de agua llega al fondo, se divide en una corriente principal que se mueve hacia el frente y en una corriente secundaria que retorna haciendo que una masa de agua sea represada contra el vertedero. El chorro secundario arrastra un volumen igual de agua hacia el punto A y retorna la corriente a la misma tasa Q3 haciendo que parte del agua cruda reciba una cantidad mayor de coagulante que la porción restante y disminuyendo consecuentemente la eficiencia de la coagulación. Sin embargo, debe reconocerse que si se aplica el coagulante a una distancia menor que Lm se aprovecha toda la energía del resalto disponible para la mezcla.

Coagulante

!

Lm

Lj

Figura 3.9 Configuración del resalto en un vertedero rectangular.

La distancia Lm puede calcularse, aproximadamente, por la ecuación de Scimeni, en función de la altura del vertedero P y de la altura de la lámina de agua H, (3.16)

70

PoTABIUZAC16N DEL AGUA

El valor de Lm, calculado por la ecuación anterior, se incrementa para tener en cuenta la distancia adicional correspondiente al ancho de la lámina vertiente en el punto de reposo. Para vertederos rectangulares de pared gruesa se usa la ecuación siguiente, deducida experimentalmente: (3.17) La profundidad crítica de flujo, he, es:

(3.18)

El caudal, por unidad de ancho del vertedero, q, está dado por:

(3.19) Cuando hay resalto, la profundidad del agua en la sección 1 debe estar relacionada con la profundidad crítica, he> por la ecuación de White:

J2

h, he= 1,06

~

(3.20)

+vh;+t,s

Las profundidades, antes y después del resalto, h 1 y h 2, están relacionadas entre sí por:

(3.12)

(3.21)

71

MEZCLA RÁPIDA

El número de Froude en la sección 1, F¡, para que haya resalto estable y mezcla eficiente, debe estar comprendido entre 4,5 y 9,0 Los valores de V 1 y V2 se calculan por las expresiones:

(3.8)

(3.22)

El valor de la pérdida de energía en el resalto, h, se puede calcular por la fórmula de Belanger:

(3.13)

La longitud del resalto, L¡, para resalto estable, se calcula por la fórmula de Smetana: (3.14)

El tiempo de mezcla T, se calcula así:

L· T=-, Vm

(3.23)

La velocidad media en el resalto, V m• por:

(3.24)

El gradiente de velocidad, por la ecuación convencional: G

= {i! v~

(3.1)

72

3.1

POTASI LIZACIÓN Da AGUA

o EJEMPLO Calcular el gradiente de velocidad y el tiempo de mezcla rápida del vertedero rectangular sin contracciones esquematizado en la figura 3.10, para un caudal de: 120 Lis; Jl = 1,307 x 10-3Ns/m 2

Solución:

q

= Q = 0,120/0,50 = 0,24 m 2/s B

La profundidad crítica será, según la ecuación 3.18:

1 1 1 1 1 1 P

= 1,20 m

)-------- ---

Figura 3.10 Esquema del vertedero rectangular para el ejemplo 3.10.

73

MEZCLA RÁPIDA

Las profundidades conjugadas serán, según la ecuación 3.20:

1,06+J~ +1,5 =

.J2

X 0,18 ---;===~==

= 0,06 m

1,06 + _!_¿_+1,5 0,18 Según la ecuación 3.8:

vl =

q 0,24 -=-h¡ 0,06

= 4m/s

Según la ecuación 3.21:

VI

Ft

=

../i,h; = .J9,8

4 X

0,06



q

0,24

v2 = h= 041 = 0,59 m/s 2

'

= 5•22

74

POTABILIZACióN DEL AGUA

La pérdida de energía, según la ec~ación 3.13:

La longitud del resalto, según la ecuación 3.14: L¡ = 6(h2 - h 1) = 6(0,41 - 0,06) = 2,10 m

La velocidad media en el resalto, según la ecuación 3.24: Vm

= V1 + V2 2

= 4 + o,s9

2

= 2,30 m/S

El tiempo de mezcla rápida, según la ecuación 3.23:

Lj

2,10 2,30

T = - - - - = 0,91

vm

S

El gradiente de velocidad, según la ecuación 3.1: G _

/yh _

- V~-

9800 x 0,44 1,307 x to-3 x o,91

= 1904 s_1

3 .1 1 EJEMPLO Se desea hacer mezcla rápida de un agua con un agitador de 6 paletas planas de 0,5 m de diámetro. La viscosidad del agua es igual a 1,139 x 10'3 N s/m2, el valor de K = 6,3, el número de Reynolds igual a 500.000, G = 700 s' 1 y el tiempo de retención, un minuto. Determinar: Velocidad de rotación del agitador. Caudal. La potencia del motor para una eficiencia global del 62%.

75

MezCLA RÁPIDA

Solución: l. Velocidad de rotación del agitador, según la ecuación 3.4:

N= NRE J.1

=(5oo.ooo) 1,139

p d2 N

1.000 (0,5)

= 2,28 RPS =

3

x to- = 2

, 2 278

137 RPM

2. La potencia requerida para la mezcla, según la ecuación 3.3: P

= KpN3ds = (6,3)

P

= 2327W = 3,1 HP

1000(2,278) 3 (0,5)

5

3. El volumen del mezclador, según la ecuación 3.2:

V

=

p 2327 - 2- 2 G J.1- (700) 1,139

X

10-3

=4 17m3 '

4. El caudal:

Q

V

4,17

= T =- 1- = 4,17 m 3/min = 69,54 L/s

5. La potencia del motor, para una eficiencia global del 62%:

P

=

2327 0,62

= 3753 W = 5,0 HP

4.1 INTRODUCCIÓN l término floculación se refiere a la aglomeración de partículas coaguladas en partículas floculentas; es el proceso por el cual, una vez desestabilizados los coloides, se provee una mezcla suave de las partículas para incrementar la tasa de encuentros o colisiones entre ellas sin romper o disturbar los agregados preformados. De la misma manera que la coagulación, la floculación es influenciada por fuerzas químicas y físicas tales como la carga eléctrica de las partículas, la capacidad de intercambio, el tamaño y la concentración del flóculo, el pH, la temperatura del agua y la concentración de los electrolitos. En partículas muy pequeñas el movimiento browniano provee cierto grado de transporte de ellas creando la floculación pericinética, pero en partículas grandes el movimiento browniano es muy lento y se requiere algún mecanismo de transporte que induzca la colisión de las partículas creando la floculación ortocinética. Teniendo en cuenta que la influencia y magnitud del efecto de cada uno de los factores que participan en la floculación no están aún definidas exactamente, es importante conocer el comportamiento del agua mediante ensayos de jarras o experiencias previas en plantas de tratamiento. En la floculación, una vez introducido y mezclado el coagulante, las partículas diminutas coaguladas son puestas en contacto una con otra y con las demás partículas presentes, mediante agitación lenta prolongada, floculación, durante la cual las partículas se aglomeran, incrementan su tamaño y adquieren mayor densidad. El floculador es, por lo tanto, un tanque con algún medio de mezcla suave y lenta, con un tiempo de retención relativamente prolongado.

80


4.2 TIPOS DE FLOCULADORES

La mezcla lenta para floculación puede efectuarse mecánicamente, usando rotores de paletas, o hidráulicamente, como resultado del movimiento del agua. Algunos ejemplos de floculadores utilizados en el tratamiento de aguas aparecen en las figuras 4.1, 4.2 y 4.3. Los floculadores hidráulicos más comunes son los de flujo horizontal y los de flujo vertical. El floculador de flujo horizontal consiste en un tanque de concreto dividido por tabiques, bafles o pantallas de concreto u otro material adecuado, dispuestos en tal forma que el agua haga un recorrido de ida y vuelta alrededor de los extremos libres de los tabiques. En el floculador de flujo vertical el agua fluye hacia arriba y hacia abajo, por encima y por debajo de los tabiques, pantallas o bafles que dividen el tanque. En general, los floculadores hidráulicos, con una velocidad de flujo apropiada y un número adecuado de bafles para asegurar suficientes curvas, proveen una floculación efectiva (ver figuras 4.4 y 4.5). En la práctica, los floculadores hidráulicos de flujo horizontal se usan para plantas pequefias, caudales menores de 50 L/s; los de flujo vertical, que se construyen más profundos (2 - 3 m), para plantas grandes. En comparación con los floculadores mecánicos, se pueden señalar como desventajas de los floculadores hidráulicos la alta pérdida de carga (30 150 cm) y la poca flexibilidad de control en el grado de mezcla para caudales variables. Entre las ventajas se hace notar la inexistencia de equipo mecánico y el mantenimiento mínimo. En los floculadores mecánicos se introduce potencia al agua para asegurar una mezcla lenta mediante agitadores mecánicos. El tipo de agitador mecánico más usado es el de paletas, ya sean de eje horizontal o vertical, las cuales imparten un movimiento rotatorio al agua así como cierta turbulencia interna. También existen impulsores de turbina y de flujo axial. Como el grado de mezcla óptimo es variable, según la calidad del agua, se recomienda que el equipo agitador mecánico sea de velocidad variable.

4.3 CONSIDERACIONES DE D ISEÑO

La agitación del agua, mediante mezcla hidráulica o mecánica, produce gradientes de velocidad cuya intensidad controla el grado de floculación producido. El número de colisiones entre partículas está directamente relacionado con el gradiente de velocidad. Se puede determinar la potencia introducida al agua, necesaria para obtener un grado particular de flocu-

81

FLOCVLACIÓN

!ación, según un gradiente de velocidad específico. El período de floculación debe ser inmediato al de mezcla rápida; en algunas aguas, períodos largos tienden a aumentar la rotura del flóculo y producir características pobres de sedimentación; por el contrario, períodos cortos pueden no ser suficientes para una formación completa del flóculo. Aunque la floculación no es siempre necesaria, por ejemplo en plantas de floculación por contacto, en donde el coagulante se aplica directamente a la entrada del agua a los filtros de lecho dual, se reconoce su importancia en aguas turbias y coloreadas. Los dos criterios principales que controlan el proceso de floculación son la intensidad de la mezcla y el período de agitación. Según Camp y Stein, la relación básica para caracterizar el proceso de floculación es la siguiente:

N= GNIN2(dl +d2)) 6

(4.1)

donde G, gradiente de velocidad, es el término que describe la intensidad de la mezcla, y N es el número de colisiones, por unidad de tiempo, entre N¡, partículas de diámetro d¡, y N 2, partículas de diámetro d2 • Según Hudson (37), si se supone que N 1 son las partículas en suspensión que causan turbiedad, generalmente de diámetro d¡, muy pequeño, menor de 10 ¡.un, el término d 1 se puede despreciar. Por otra parte, si se supone que las partículas N 2 son flóculos de tatnaño d 2 mucho mayor que d 1 (lOO - 2000 J..lm), las cuales se adhieren al colisionar, se puede escribir:

(4.2) Donde 9 es un coeficiente que tiene en cuenta el hecho de que no todas las partículas que colisionan se adhieren, o sea que es el factor de adherencia. El volumen del flóculo, suponiéndolo de diámetro constante, será:

(4.3)

82

P OTABIUZACIÓN DEL A GUA

Flocutador hidráulico de flujo hori:z:ontal (planta)

~

Floculador hidráulico de flujo vertical (corte vertical)

1B.

~

--

Floculador mecánico de paletas - eje vertical

Floculador mecánico de paletas - eje vertical

Aoculador de paletas de eje hori:z:ontal

Figura 4.1 Tipos de floculadores

Aoculador mecánico de paletas - eje horizontal

83

FLOCULACIÓN

1~

-

~~

~ Q)

Q)

"O

"O
c:l!!

~~

~ ~

--

fl

~

~~ ~~

1

'--

r--

Cámara seca

1

Motores y engranajes

PLANTA

1

Efluente

Figura 4.2 Floculadores de eje horizontal.

.

84

POTASIUZACióN DEL A GUA

Canaleta de reparto

-11

o

o

o

~je A

~m

o

¡¡ar;a Paletas

~

o

~

:

1

)

panaleta de recolección:

1

o

o

,r-!Zim

PLANTA

o~

A

J ....._

:: ."

o

1

." o

Floculadores en paralelo

Floculador de turbina

Figura 4.3 Floculadores de eje vertical.

CORTE

A· A

85

FLOCULACIÓN

Agua coagulada Pendiente del

l

:·~11 :·~1 ~~· ~, .. ,•)' .... , ...•)'

.s . . :-~

..~..

fondo
Planta

Agua ftoctilada

_.. . ... . ... . ............................· ... , ....... ".'·····

... , .. ,•)' .... , .. ·)···~,...... .,.,.. •)'

1

~, .. •)' 7.f:' -·~··

(~'). (~').

~

,.,' ·

::\

r

·'.-:

Figura 4.4 Floculador hidráulico de flujo horizontal.

Corte longitudinal

-

fr . ·: ..- :'.. :~

-~ 1

:~

:~

Pendie~el

fondo-+~ 1%

V

•(.

~

~~

'.-:;; ·,.)'~: (.;;',•)'~: .-:'li:'',•>'~: -':•! ····~: ".•:' ,•)'~, r',':' ,o)•~: -':':' ,o)'~, r'.':' ,o)•~: ( ' i ,•)',.

\

Abertura infenor: 0,05- O, 10m

Figura 4.5 Floculador hidráulico de flujo vertical.

Descarga t <: 15 cm

86

PoTASIUZAClÓN DEL

AGJA

Por Jo tanto,

_dN 1 _GSVN 1 dt

1t

(4.4)

Integrando la ecuación anterior entre O y t se tiene:

= e-9VGt/lt

(4.5)

donde: No= Número de partículas suspendidas originalmente presentes N t = Número de partículas suspendidas remanentes sin flocular para el tiempo t sea,

N t = N oC-9VGt/Jt

(4.6)

La ecuación anterior indica la importancia del volumen del flóculo y de Gt en la floculación; la floculación es proporcional al volumen de flóculo V y al producto Gt; sin embargo, no tiene en cuenta que a valores muy grandes de Gt el flóculo se puede romper y se daña la floculación. Diferentes estudios sobre floculación han demostrado los efectos adversos de mucha o muy poca agitación, así como las ventajas de tener varios compartimientos de floculación y floculación gradual, o sea disminución de intensidad de mezcla a lo largo de la cámara de floculación. Un gradiente de velocidad alto puede romper el flóculo e impedir que adquiera un tamaño adecuado para su sedimentación rápida; un gradiente muy bajo no produce suficiente agitación, no permite una compactación suficiente ni una floculación completa. Sin embargo, cuando el agua es difícil de flocular y el flóculo no es fuerte, puede ser necesario un gradiente de velocidad tan bajo como 5 s· 1, a menos que flocs muy pequeños sean aceptables. Cuando la resistencia del flóculo es alta, son deseables gradientes de velocidad tan altos como 100 s· 1 pues así se promueve un flóculo compacto de buena sedimentabilidad y filtrabilidad (1). El flóculo puede romperse en puntos de agitación fuerte, como tuberías u otros puntos de flujo restringido, o en filtros donde la agitación sea suficiente para producir paso completo del flóculo a través de ellos. Por esta razón, es conveniente poder cambiar la intensidad de la floculación

87

FLOCULACióN

para mejorar la resistencia del flóculo, así como modificar los caudales de tratamiento; aunque el método más común para incrementar la resistencia del flóculo es el de utilizar ayudas de coagulación, como la sílice activada y los polielectrolitos. Tanto en los floculadores hidráulicos como en los mecánicos se usa frecuentemente la floculación gradual; es decir que el grado de mezcla se reduce progresivamente, de tal manera que al final del período de floculación el esfuerzo cortante sobre el flóculo preformado sea mínimo y se facilite la formación de partículas más grandes con mejor sedimentabilidad. En floculadores mecánicos se recomienda proveer por lo menos 3 compartimientos sucesivos, separados por pantallas difusoras permeables, para minimizar el cortocircuito. En plantas convencionales de filtración por arena se prefieren los floculadores mecánicos de eje horizontal, porque éstos producen generalmente flóculo grande de buena sedimentabilidad, obteniéndose así una alta remoción de sólidos antes de la filtración. En plantas con filtros de alta tasa se prefieren los floculadores mecánicos de eje vertical, puesto que éstos producen flóculo pequeño, pero resistente a fuerzas cortantes, el cual es más adecuado para filtros donde se permite penetración del flóculo. Algunos esquemas satisfactorios para floculación se muestran en la figura

4.6.

4.4 ECUACIONES PARA DISEÑO Cuando un elemento de fluido, como el de la figura 4.7, está sometido a mezcla lenta, existirá un esfuerzo cortante 't entre las láminas de fluido de área .óxAz, separadas una distancia ó.y, y una diferencia de velocidad, dv. La potencia disipada en la mezcla está dada por:

P = F.v =
:~) dy

(4.7)

La potencia consumida por unidad de volumen de fluido será:

~ = 't ~~y ~z(dv) ='t V

~x~y~

dy

(dv) dy

(4.8)

88


E-----t Planta

tri' 1 ¡ 1

!rf\! 11

1

!

1

1

1 ! i\..!.11

i

Planta

-

-

i

1

1

i

1 1

!1 1

~

.--1 1

1----

1

Planta

Planta

Figura 4.6 Esquemas de floculadores.

y

T l áy

z Figura 4.7 Elemento de fluido sometido a mezcla lenta.

""""Velocidad

89

FLOCULACIÓN

Según la Ley de Newton de la viscosidad:

(4.9)

Por lo tanto,

(dv)

2

p v=Jl dy

(4.10)

Por definición,

G

=

dv dy

(4.11)

Por consiguiente,

(4.12) y,

G~ donde:

gv

(4.13)

G = Gradiente de velocidad, s· 1 P = Potencia disipada en la mezcla, W Jl = Viscosidad dinámica del fluido, N. s/m 2, Pa.s, kg!m.s V = Volumen, m3

Para turbulencia hidráulica en un tanque con bafles:

p

= 'YQH

(4.14)

90


P= yVH

(4.15)

t P yH pgH v=-t-=-t-

(4.16)

Reemplazando en la ecuación 4.7 se tiene:

G=~yH = ~t

donde:

pgH=

~t

/gh

v~

(4.17)

= = =

Gradiente de velocidad, s-1 Pérdida de energía en el tanque, m Densidad del fluido, kg!m 3 y = Peso específico del fluido, N/m3 ¡..t. = Viscosidad dinámica, N .s/m2 , Pa.s, kg!m.s v = Viscosidad cinemática, m 2/s t = Tiempo de retención, s g = Aceleración de la gravedad, m/s2 G H p

Para tanques con agitadores mecánicos: P donde:

= Fo. v

(4.18)

Fo = Fuerza de arrastre sobre las paletas, N v = Velocidad relativa de las paletas con respecto al fluido, m/s

En general, V=

donde,

0,75

Vp

(4.19)

vp = Velocidad de las paletas, m/s; generalmente menor de 1 m/s

91

FLOCUlAClÓN

En mecánica de fluidos se demuestra por análisis dimensional que:

(4.20)

donde:

Co= Coeficiente de arrastre de las paletas A = Área transversal de las paletas, m2

Por lo tanto,

(4.21)

Reemplazando en la ecuación 4.13 se obtiene:

(4.22)

G=

4.5 CRITERIOS PARA DISEÑO DE FLOCULADORES HIDRÁULICOS En los floculadores de flujo vertical, la pérdida de energía, para flujo por encima de cada tabique, se calcula por la fórmula para vertedero ahogado rectangular de pared delgada, sin contracciones. La pérdida de energía por flujo por debajo de cada tabique, igual a la de un orificio ahogado. La altura de los tabiques para paso por encima se va disminuyendo, de acuerdo con la pérdida, con el fin de mantener constante la altura del agua. Para prevenir la formación de lodo, en el fondo del tanque, se deja un orificio en los tabiques correspondientes, a ras del piso, de área igual al S% del área horizontal de cada canal entre bafles (61). -

Según Smethurst (9): G = 20- 100 s·'

= 20000 - 150000

Gt t

= 10- 60 min

92


H

= hf + h

(4.23)

La pérdida por fricción, hr, se calcula por la fórmula de Hazen Williams con C = 50. La pérdida adicional en las curvas, h, en un floculador hidráulico de flujo vertical u horizontal, se calcula por:

nvy +(n-1) V~ 2g

h= donde:

h n-1 Vt

v2 H

(4.24)

Pérdida adicional por curvas en el canal, m = Número de bafles = Velocidad de flujo entre los bafles, m/s = Velocidad de flujo en la abertura de los bafles, m/s = Pérdida de energía en el floculador, m

La velocidad de flujo = 0,15- 0,5 m/s La pérdida de energía, comúnmente entre 0,15- 0,6 m

Según Arboleda (26), para floculadores hidráulicos: G = 10 -100 s- 1 t

= 15- 20 rnin H

= hr+

h

(4.25)

La pérdida por fricción, hr, se calcula por la fórmula de Manning, con n= 0,013 para superficies de cemento, y n = 0,012 para asbesto-cemento. La

pérdida adicional, h, en floculadores de flujo horizontal, se calcula por:

h= donde:

h = N-1 = v = H =

3 (N -1) v 2 2g

Pérdida adicional por curvas en el canal, m Número de tabiques Velocidad promedio de flujo Pérdida de energía en el floculador, m

La velocidad de flujo

= 0,10- 0,60 m/s

(4.26)

93

FLOCULACIÓN

El espaciamiento entre los tabiques y la pared, igual a 1,5 veces la separación entre tabiques. Sin embargo, para minimizar el efecto del flujo longitudinal, sin crear bloques ni efecto de contraflujo en las curvas, algunos autores sugieren un espaciamiento igual a 0,5 veces la separación entre tabiques (68). Según Insfopal (24), para floculadores de flujo horizontal: t

= 15- 60 min

Altura mínima

= 0,90 m

Separación mínima entre tabiques

= 0,45 m

Velocidad de flujo = 0,15- 0,45 m/s Según Hardenbergh y Rodie (52): t = 20- 50 min

H

= hr + h

(4.27)

La pérdida por fricción se calcula mediante cualquier fórmula clásica de la hidráulica. La pérdida adicional, h, se calcula por: h= donde: h N -1 V

H

= = =

=

3,2 (N -1) v2 2g

(4.28)

Pérdida adicional en el canal, m Número de tabiques Velocidad de flujo, m/s Pérdida de energía en el floculador, m

La velocidad de flujo = 0,15- 0,45 m/s Altura mínima en floculadores de flujo horizontal Separación mínima entre tabiques = 0,45 m

= 0,90 m

Distancia de los bafles o tabiques a la pared del tanque = 1,5 veces la separación entre tabiques; debe ser mayor de 0,60 m. En tanques de flujo vertical la profundidad preferible es de 2 a 3 veces la separación entre ta-

94

POTABILIZACióN Da AGUA

biques. La abertura superior, entre la superficie libre del agua y el borde superior del bafle, o la inferior, entre el borde inferior del bafle y el fondo del tanque, igual a 1,5 veces la separación entre tabiques. Según Fair y Geyer (33):

= 10- 90 min Velocidad de flujo = 0,1 - 0,9 m/s t

Pérdida de energía, entre 0,3 y 0,9 m Según la AWWA(1): G

= S- 100 s· 1

Gt = 30000 - 1soooo

= 10- 60 min Velocidad de flujo = 0,09- 0,30 m/s t

4.6 CRITERIOS PARA DISEÑO DE FLOCULADORES MECÁNICOS -

Según la AWWA (1): G = 5- 100 s·1

Gt = 30000 - 150000

= 20- 60 min Velocidad de las paletas = 3 - 90 cm/s t

Área de paletas = 10- 25% del área de la sección transversal. Para controlar cortocircuitos, por lo menos 3 compartimientos en serie. Según Fair y Geycr (33): G

=

10- 75 s· 1

t > 10 min Gt

= 1oooo

- 1ooooo

Velocidad de las paletas

= 9 - 90 cm/s

95

FLOCULACIÓN

Velocidad promedio del agua = 1/4 de la velocidad de las paletas. Velocidad diferencial entre el agua y las paletas, igual a 3/4 de la velocidad lineal de las paletas. Consumo de energía, generalmente de 0,5 a 1,6 Wh por m3/d de agua tratada. Coeficiente de arrastre de las paletas, C 0 = 1,8 -

Según lnsfopal (24):

El área de las paletas será del 10 al25% del área normal a la dirección de flujo del agua. Las cámaras podrán ser cuadradas o rectangulares; en ellas se instalarán paletas de eje horizontal, orientadas en sentido normal o paralelo al flujo, o paletas de eje vertical accionadas por motores independientes para cada uno de los compartimientos en que se subdivida la cámara. Tiempo de retención = 15 - 60 min Velocidad de las paletas Velocidad de las paletas

G

= 1 - 8 RPM

= 0,15- 0,60 m/s

= 15-60 s- 1

Velocidad del efluente de los floculadores = 0,15- 0,30 m/s Distancia de los extremos de las paletas a los muros, al piso y a la superficie libre del agua = 0,15 - 0,30 m Cuando varios compartimientos integran una cámara, éstos se intercomunicarán con orificios en los tabiques de manera que los compartimientos funcionen en serie. La velocidad de flujo en los orificios será de 0,20 - 0,45 m/s. Según Montgomery (51):

G

= 30- 80 s- 1

El área de las paletas, menor del 25% del área de la sección transversal, para prevenir movimiento rotacional del agua. La velocidad de las paletas

= 0,25 - 0,75 m/s.

Se deben preferir cámaras con compartimientos creados por pantallas difusoras, para minimizar cortocircuito. Las aberturas de las pantallas deben ser del 2 - 5% del área transversal del tanque, en general < 10%. Para

96

POTASIUZACIÓN DEL AGUA

prevenir rotura del flóculo, la velocidad a través de las aberturas debe ser menor de 0,30 m/s y la pérdida de energía a través del bafle, del orden de 8 mm. La parte superior del bafle debe estar ligeramente sumergida para prevenir acumulación de espuma. La parte inferior de la pantalla debe tener una abertura que permita la limpieza y remoción de lodo. Se recomienda construir el sedimentador inmediatamente después del floculador, preferiblemente en un solo tanque, con una pared difusora entre ellos dotada de huecos con un área del S - 7% del área de la sección transversal y una pérdida de 3 - 4 mm a través de la pantalla. Esto con el objeto de impedir la rotura del flóculo a la salida del floculador y tratar de distribuirlo uniformemente a la entrada del sedimentador. Según Metcalf y Eddy (32): G = 20- 75 s·1

= 15-30 min Gt = 1oooo - 100000 Velocidad de las paletas = 0,6- 0,9 m/s t

Según Steel (30):

= 30- 60 min G = 10- 75 s· 1 Gt = 23000- 210000 Velocidad de las paletas = 0,18- 0,76 m/s t

Velocidad diferencial entre el agua y las paletas, igual a 3/4 de la velocidad lineal de las paletas. Área de paletas, menor del 20% del área de la sección transversal del tanque. El valor de C 0 , coeficiente de arrastre, según Rouse: Co

Longitud de la paleta/ancho de la paleta

1,16 1,20

5

1,50

20

1,90

97

FLOCULACIÓN

4.7 EJEMPLO Determinar las características básicas de un floculador hidráulico de flujo horizontal para un caudal de 70 L/s. Se supone:

= 0,20 m/s

v t

= 30 min

Para un período de mezcla de 30 minutos y una velocidad de flujo de 0.20 m/s, la distancia total recorrida por el agua debe ser: L

= 0,20 X 30 x 60 = 360 m

El volumen de agua a mezclar en cada período de 30 minutos es:

V = Qt

= 0,07 x 30 x 60 = 126 m3

El área transversal requerida de un canal entre bafles es: a=

126 = 0,35 m 2 360

a=

0,07 = 0,35 m 2 0,2

Para la distancia recomendada entre bafles de 0,45 m, la profundidad del agua sería:

d=

0 35 ' 0,45

= 0,78 m

Como d < 0,90 m, se adopta una separación entre bafles de 0,35 m con la cual:

d = 0,35 =1m

0,35

98


Con un borde libre de 0,30 m, la profundidad total del tanque sería:

= 1 + 0,30 = 1,30 m

H

El espacio libre entre los tabiques y la pared del tanque será: 1,5 x 0,35

= 0,53 m

Se adopta un espacio libre = 0,60 m Para un ancho útil de la cámara de floculación de 3 m, la longitud efectiva de cada canal será:

l

= 3 - 0,6 = 2,4 m

Por lo tanto, el número requerido de canales será:

N=

360

2,4

= 150

Suponiendo un espesor de cada tabique de 3 cm, la longitud total interior de la cámara de floculación será:

L = 150 x 0,35 + 149 x 0,03

= 57 m

La pérdida por fricción en el tanque, según la fórmula de Manning, será: 2

hr=

(nv) L

R~

2

=

(0,013 x 0,2) 150

2,4

X

(0,35)~

= 0,03 m

2,35

La pérdida adicional será, según la ecuación 4.26: h

=

3 (N -1) v 2g

2

=3

149 (0,2) 2 X 9,8

X

2

= 0,91

La pérdida total será, según la ecuación 4.23: H

= hr + b = 0,03 + 0,91 = 0,94 m

m

99

FLOCULACIÓN

El gradiente de velocidad para una temperatura de l5°C será, según la ecuación 4.17:

G=

JgH=

v~

9,8 X 0,94 1,139 X 10-6 X 30

X

60

El número adimensional de Camp: Gt= 67 X 30 X 60

= 120657

Alternativamente, la pérdida de energía se puede calcular como recomienda Smethurst (9). Según la fórmula de Hazen Williams:

hr

hr

=

=

hr =

1,35 V 1•85 L

ct,ss Rl,t7 85 1,35 (0,2Y' 2,4

X

150

117 (50)1,85(0,35 ) ' 2,35 0,17 m

La pérdida adicional será, según la ecuación 4.24:

h

=

n V~ +(n -1) VJ 2g 2

h

=

h

=

150 (0,2) +149 (0,12) 2 X 9,8

2

0,42 m

La pérdida total será, según la ecuación 4.23: H

= hr + h = 0,17 + 0,42 = 0,59 m

100


El gradiente de velocidad será, según la ecuación 4.17: 9,8

G=

1,139

X

X 0,59 1 =53 s· 10-6 X 1800

El número adimensional de Camp será: Gt

= 53 X

1800

= 95590

4.8 EJEMPLO (adaptado de la referencia 30) Una cámara de floculación, dotada con paletas rotatorias, trata 37850 m 3/d y tiene 18,3 m de largo, 13,7 m de ancho y 4,3 m de profundidad (Figura 4.8). El flujo es en la dirección de los 18,3 m. El agitador consiste en 4 ejes horizontales perpendiculares a la dirección de flujo. Cada eje tiene 4 ruedas de paletas de 3,8 m de diámetro, con el eje a 2,1 m sobre el piso. Cada rueda tendrá 4 paletas de 3,05 m de largo y 1S cm de ancho, opuestas de dos en dos. Las paletas están separadas 30 cm entre sí, con sus ejes a 1,8 m y 1,35 m respectivamente del eje de rotación. Los ejes rotan a 3 RPM. El coeficiente de arrastre es 1,5; la velocidad promedio del agua puede considerarse como 1/4 de la velocidad de las paletas. Suponer temperatura del agua = 20°C. Determinar: a) El área de las paletas como un porcentaje del área de la sección transversal del tanque. b) La velocidad diferencial, en cm/s, para las paletas a 1,8 m y 1,35 m del

CJe. e) La potencia requerida. d) El valor de G y Gt.

Solución: El área de la sección transversal del tanque: a

= 4,3 x 13,7 = 58,91 m

2

101

FLOCULACIÓN

Pil /1' /E /1'

1 1

/

\ 1,35yn

1 1

4,3m

\

1

'

\

/

1

/

1 ,8~

1

1

1

1

1

'

\

/

/

1

'

\

/

'

\

\

1 1

/

18,3m Corte longitudinal

~

l<-3,05 m-ol

1o-a-a-o

0,15 m

4

12,1 m

13,7 m Corte transversal

Figura 4.8 Esquema ejemplo 4.8.

El área de paletas en movimiento en la sección transversal:

ap = 4

X

4

X

3,05

X

0,15

= 7,32 m 2

x

100

= 12,43%

Por lo tanto,

ap-

o

-

7,32 9

Yo - SB, l

La velocidad diferencial en relación con las paletas localizadas a 1,8 m de radio es: V

= 0,75

(21tRN)

= 0,75 X 2 X 1t X

1,8

X

3/60

= 0,42 m/s

102

POTABIUZACtóN DEL AGUA

La velocidad diferencial en relación con las paletas localizadas a 1,35 m de radio es: v

= 0,75

(27t) (1,35) x 3/60

= 0,32 m/s

Según la ecuación 4.21 la potencia para floculadores de paletas:

p

=

C0 p A v 2

3

El área total de paletas en el floculador es:

=4x

AP

7,32

= 29,28 m2

Del área anterior, la mitad está localizada a 1,35 m del eje; la otra mitad, a 1,8 m . Por lo tanto, 29,28/2 = 14, 62 m 2 de paletas están localizados a cada una de las dos distancias desde el eje. La potencia aplicada a las paletas será, ecuación 4.21:

p

=

1,5

X

1000

X

3

14,64 [(0,42) +(0,32) 2

P

3

]

= 1173 w

= 1,17 kW = 1,57 HP

El valor de G será, para T

= 20°C, según la ecuación 4.13:

(1' v¡¡v

G =

G=

1,02 G

X

11,73 10-3 X 1078

= 33 s· 1

103

FLOCULACIÓN

El tiempo de retención:

t

=

1078 X 24 X 60 37850 = 41 min

El valor de Gt: Gt

= 33 X 41

X

60

= 81180

4.9 EJEMPLO (adaptado de la referencia 51) Una planta trata un caudal máximo diario de 3m3/s mediante floculadores de eje vertical localizados en dos tanques rectangulares de flujo horizontal de 26 m de longitud, 17 m de ancho y 5 m de profundidad cada uno. El sistema de floculación tiene 3 etapas, con mezcla gradual, gradientes de velocidad de 90- 90 - 50 s· 1• Determinar el número de floculadores requerido, la potencia consumida por los floculadores, el área de aberturas sobre las pantallas de separación entre los compartimientos de floculación y la pérdida de energía en dicha pantalla. El problema se esquematiza en la figura 4.9. Solución: Número de floculadores: sobre cada tanque se localizan dos series de floculadores de 3 etapas, para un total de 6 floculadores por tanque y 12 floculadores en la planta. El área de cada unidad será de: 17)(26) (T 3

= 8,5 x 8,67 m 2 = 73,67 m2

Potencia requerida para los floculadores de primera y segunda etapa, con G = 90 s" 1: P = G2 V~ = (90) 2 x 8,5 x 8,67 x 5 x 10·3 = 2985 w Con una eficiencia del 80%: p

= 2985/0,8 = 3731 w

104


Se adoptan motores de 4 kW para cada floculador de primera y segunda etapa. Para los floculadores de tercera etapa, con G

= sos-1:

p = G2V)l = (S0) 2 8,5 X 8,67 X S X 10-3 = 921

w

Con una frecuencia del 80%: p

= 921/0,8 = 11S1 w

Se adoptan motores de 1,S kW para cada floculador de tercera etapa. Pantallas: se colocarán pantallas con orificios entre los floculadores de primera y segunda etapa, así como entre los de segunda y tercera etapa. Se adopta una velocidad de 0,30 m/s para no romper el floculador. El área de abertura será:

A= Q =

V

3

2

X

0,3

=5m 2

Verificamos la relación del área de aberturas: 17

~

S x 100

= S, 9%

La relación anterior es aceptable; generalmente se recomienda que sea del

2% altO%, con valores óptimos del2% al S%. La pérdida de energía, a través de cada pantalla con orificios:

h = (Q /CA)z 2g Suponiendo un coeficiente C, para los orificios, igual a 0,7, se tiene: h

=

(1,5/0,7 X 5)2 2 X 9,8

= 9,4 mm

La pérdida anterior es aceptable; se recomienda que sea del orden de 8 mm.

105

FLOCULACIÓN

8,5m

-----?>

•

•

G = 90 s·1

•

G =50 s·1

G = 90s·1

17m

8,5m

8,5m

-----?>

•

•

G = 90 s·1

-----?>

•

G =50s·1

G = 90 s·1

•

•

G = 90 s·1

•

G =50 s·1

G = 90 s·1

17m

8,5m

-----?>

•

•

G = 90 s·1

8,67m

•

G = 90 s· 1

G =50 s·1

8,67m

8,67m

26m

&"moor

11 IJ

5m

1\

1\

IJ

1\

1\

11 8,67m

Rgura 4.9 Esquema ejemplo 4.9.

106

4 .1

POTABIUZACtóN DEL A GUA

o EJEMPLO Dimensionar un floculador tipo turbina de flujo axial, con seis láminas inclinadas a 45°, K = 1,3, para una cámara cuadrada de 3 m de lado por 3,6 m de alto y un gradiente de velocidad igual a 70 s· 1 (ver figura 4.10). De las ecuaciones 3.2 y 3.3 se obtiene:

(4.29) donde:

N= Velocidad del impulsor, revoluciones/s 2 3 Jl = Viscosidad dinámica del agua, igual a 1,002 x to· N.s/m V p d

= =

3 X 3 X 3,6 = 32,4 m 3 1000 kg!m 3 Diámetro del impulsor, m

Las turbinas de flujo axial para floculación se pueden dimensionar así ( 12):

d

e=

IT

b=

8

2S

2,7 :::;;

L

d H

d

d

:::;; 6,6

:::;; 3,9

0,9 :::;; h :::;; 1,1

d

Suponiendo,

L

d = 3; d = 1,0 m

107

FlOCULACIÓN

dh = 1,0; h = 1,0 m e

1 12

= b

= 0,08 m (estatores)

= -1 = O, 125 m 8

(rotor)


N=

1,002 [

10-3

X

1,3

N

X

X

32,4

(70)2 ]~

1000 (1/

= 0,5 RPS = 30 RPM

c.

1

~

-

f-e

H

1

}

.1 1•

~

T •1

ib f

L

*

Figura 4.10 Dimensiones floculador de turbina del ejemplo 4.10.

L

108

POTABILIZACióN DEL AGUA

4.11 EJEMPLO (adaptado de la referencia 56) Diseñar un floculador hidráulico, de flujo horizontal, para un caudal de 10.000 m 3/d (116 L/s). El tanque de floculación debe estar dividido en 3 secciones de volúmenes iguales, con gradientes de velocidad de 50, 35 y 25 s-1, respectivamente. El tiempo total de floculación es de 21 minutos; la temperatura del agua, l5°C. Las pantallas son de madera con un coeficiente de fricción f = 0,3. La longitud del floculador debe ser igual a 10m. Solución: 1. El volumen del floculador será:

V= Qt = 10.000 X 21 = 146 m3 1.440 2. El ancho del floculador, para una profundidad de flujo de 1 m, valor razonable en floculadores hidráulicos de flujo horizontal, será: 146 W = 1 x 10 =15m 3. Para 3 cámaras iguales de floculación, el ancho de cada cámara o sección será: W = 15 = 5 m 3 4. El número de pantallas, en la primera sección del floculador, para G = 1 50 s- y~= 1,14 x 1o-3 Pa.s se puede calcular por la expresión de }\ichter

(56):

N_- {[ p (1,244~ + f} ](H QLG) }M 2

t

donde:

N

= =

Número de pantallas ~ Viscosidad dinámica, Pa.s, kg!m.s t = Tiempo de retención, s

(4.30)

1 09

FLOCULACIÓN

=

Densidad del agua kg!m 3 = Coeficiente de fricción = Profundidad de flujo, m = Longitud del floculador, m = Gradiente de velocidad, s- 1 Q = Caudal, m 3/s p f H L G

N= {[2

X

3

1,14 X 10- X 7 X 60](1 1.000 (1,44 + 0,3)

X

10

SO X 86.400) 10.000

X

2

}1J

N= 22 S. La distancia entre pantallas o bafles será:

e

L

=N

10

= 22

=0,4S m

El valor anterior es el valor mínimo recomendado generalmente para separación entre pantallas. 6. La pérdida de energía en la primera sección del floculador se calcula por la ecuación 4.17:

h

=

h

=

h

=

1,14xlo-3 x7x60 (50) 2 1000 x9,8

0,12 m

7. La velocidad de flujo será: V

=Q A

110


v=

V

10.000 86.400 X 1 X 0,45

=

0,26 m/s

El valor anterior es aceptable; generalmente oscila entre 0,1 y 0,3 m/s. 8. La distancia libre entre el extremo de cada pantalla y la pared de la cámara de floculación será: distancia = 1,5 e distancia = 1,5 x 0,45

= 0,68 m

Repitiendo los cálculos para la segunda sección del floculador se obtiene:

G = = t N = e 1,5e=

h V

=

35 s·1 7 min 17 0,59 m 0,88 m 0,06 m 0,20 mis

Para la tercera sección del floculador se obtiene: 25 s· 1 t = 7 min N = 14 e = 0,71 m 1,5e= 1,07 m h 0,03 m V 0,16 m/s

G

=

9. La pérdida de energía total en el floculador: h

= 0,12 + 0,06 + 0,03 = 0,21 m

El diseño del floculador para 10.000 m 31d se muestra en la figura 4.11.

112


4.12 EJEMPLO Diseñar una cámara de floculación hidráulica, de flujo horizontal, para un caudal de 10.000 m 3/d (116 Lis), con gradiente de velocidad de SO s·1 y tiempo de retención de 7 minutos. La viscosidad del agua es de 1,14 x 3 1o- Pa.s; las pantallas son de madera con un coeficiente de rugosidad de Manning de 0,013. La longitud del floculador debe ser igual a 10m. Solución: l. El volumen de la cámara de floculación será:

=Q =

V

t

10.000 X 7 1.440

= 48 6

' m

3

2. El ancho del floculador, para una profundidad de flujo de 1 m, valor razonable en floculadores hidráulicos de flujo horizontal, será:

W 3. Para G

= SO s· 1;

G2 J..lt H= y

=

48 6 • 1 X 10

"" 5,0 m

la pérdida de energía, según la ecuación 4.17, será:

=

(S0)

2 X

4. Para una velocidad de flujo v

a

= 4,86m

=

vQ

=

1,14

10-3 9.800 X

X

7

10.000 86.400 x 0,20

= 1,5 x 0,58"" 0,85 m

Vt

= 0,20 X

= 0,12 m

= 0,58 m2

5. La longitud total de flujo será:

L

60

= 0,20 m/s se tiene:

Con una profundidad de flujo = 1 m El ancho de cada canal = 0,58 m El espacio libre entre tabique y pared

L =

X

7 x 60

= 84,0 m

113

fLOCULACIÓN

6. Para un ancho de 5 m la longitud efectiva de cada canal será:

l

= 5- 0,85

= 4,15 m

7. El número requerido de canales será:

= L = 84,0 =20

N

l

4,15

8. La pérdida por fricción, según Manning, será:

hf

__ (nv/ L __ (0,013 x 0,20)2 x 20 x 4,15

R~

(0,58 1 2,58)~

0,004 m

La pérdida adicional, según la ecuación 4.26: 2

_ 3 (N -1) v 2 _ 3 (19)(0,20) _ h2g 2x9,8 -O,l1 6 m 9. La pérdida total será: H

= 0,12 m

1O. El número de Camp será:

Gt = 50 X 7 X 60

= 21.000

4.13 EJEMPLO Dimensionar un floculador, con agitador de paletas de eje vertical, para un caudal de 10.000 m3/d, gradiente de velocidad de 50 s-1, tiempo de retención de 7 minutos, viscosidad de 1,14 X 10-3 Pa.s

Solución: El volumen útil deJa cámara de floculación será:

V= Qt

=

10.000 X 7 1.440

= 486 m3 '

114

PoTABILIZACIÓN DEL AGUA

La potencia disipada en mezcla será, según la ecuación 4.12: p

= G V~ = (50) 2 (48,6)(1,14 X 2

10"3)

= 139 w

Adoptando una profundidad útil de 3 m, el área superficial de la cámara de floculación será: A

=

48 6 ' 3

= 16,2 m

Se puede adoptar un tanque cuadrado de 4m

X

4m.

El área de paletas en movimiento, en la sección transversal, se puede tomar como igual a:

Qp

= 4 X 3 X 0,20 = 2,4 m 2

St .,roponen 2 paletas simétricas de 2,4 m x 0,5 m cada una. Colocando las paletas con un radio medio de giro de 1,45 m, la velocidad diferencial será:

~ o.s~

2,4

3,0

Figura 4.12 Dimensiones flocuiador de paletas de eje vertical del ejemplo 4.13.

1 iS

F LOCULACIÓN

v=

2 X 139 v= ( 1,2x1000x2,4

)X =0•46 m/s

La velocidad de las paletas será: V

p

=

V

0,75

=

0 46 • 0,75

= 0,61 m/ s

La velocidad de rotación será: 0 61 '

2 1t (1,45) El valor de Gt

= 0,067 RPS

= 50 x 7 x 60 = 21.000

=

4 RPM

'SédimeNtaeión

5.1 INTRODUCCIÓN e designa por sedimentación la operación por la cual se remueven las partículas salidas de una suspensión mediante la fuerza de gravedad; en algunos casos se denomina clarificación o espesamiento. Dos son las formas de sedimentación usadas en la purificación del agua: sedimentación simple y sedimentación después de coagulación y floculación o ablandamiento. La sedimentación simple es generalmente un tratamiento primario para reducir la carga de sólidos sedimentables antes de la coagulación; en esos casos se le conoce como presedimentación. La sedimentación después de la adición de coagulantes y de la floculación se usa para remover los sólidos sedimentables que han sido producidos por el tratamiento químico, como en el caso de remoción de color y turbiedad o en el ablandamiento con cal. La sedimentación puede ser precedida por presedimentación y aireación; generalmente va seguida de la filtración. En el tratamiento de aguas residuales, la sedimentación se usa principalmente para remover sólidos suspendidos sedimentables, tratamiento primario, y para la remoción de material orgánico y biomasa preformada en los sistemas de tratamiento secundario y para espesamiento de lodos.

§

5.2 TIPOS DE SEDIMENTACIÓN La sedimentación ocurre de maneras diferentes, según la naturaleza de los sólidos, su concentración y su grado de floculación. En el agua se pueden encontrar partículas llamadas discretas, las cuales no cambian su tamaño, o forma o peso cuando se sedimentan, y partkulas floculentas y precipitantes en las cuales la densidad y el volumen cambia

120

POTASILIZACIÓN DEL AGUA

a medida que ellas se adhieren unas con otras mediante mecanismos de floculación, precipitación, arrastre o barrido. La existencia de diferentes tipos de partículas en concentraciones distintas hace que sea necesario considerar tipos desiguales de sedimentación, de acuerdo con la clase de concentración de partículas, como lo describe Fitch en la figura 5.1 (5). Baja Sedimentación Tipo 1

l

Sedimentación Tipo 2

Compresión

Alta Discretas

Floculentas

Figura 5.1 Diagrama Paragenético.

Dichos tipos de sedimentación son: Sedimentación tipo 1: Se refiere a la remoción de partículas discretas no floculentas en una suspensión diluida. En estas condiciones se dice que la sedimentación es no interferida y es función solamente de las propiedades del fluido y de las características de la partícula. Es el tipo de sedimentación que ocurre con partículas de características floculentas mínimas en suspensiones diluidas, como sería el caso de sedimentación de materiales pesados inertes. Sedimentación tipo 2: Se refiere a la sedimentación de suspensiones diluidas de partículas floculentas, en las cuales es necesario considerar las propiedades floculentas de la suspensión junto con las características de asentamjento

121

SEDIMENTACIÓN

de las partículas. Ocurre generalmente en el tratamiento de aguas residuales, dada la naturaleza de los sólidos en ellas presentes, y en la purificación de aguas potables cuando los sedimentadores están precedidos de floculadores y coagulación. Sedimentación zonal: Describe la sedimentación másica y se refiere al proceso de sedimentación de suspensiones de concentración intermedia de material floculento, en las cuales se presenta un asentamiento interferido debido a la cercanía entre partículas. Dicha cercanía permite a las partículas, gracias a las fuerzas entre ellas, tener una posición relativa fija de unas con otras; se forma una matriz porosa soportada por el fluido que desplazan, y como resultado Ja masa de partículas se desplaza hacia el fondo como un solo bloque, creando una interfase clara de separación entre el sobrenadante clarificado y el lodo, en un régimen descrito como sedimentación zonal. Compresión: Ocurre cuando la concentración aumenta a un valor en que las partículas están en contacto físico unas con otras y el peso de ellas es sostenido parcialmente por la masa compactada. Se presenta en operaciones de espesamiento de lodos cuando las partículas se acumulan en el fondo del tanque de sedimentación; su peso es soportado por la estructura de la masa en compactación y el asentamiento es función de la deformación de las partículas o flóculos. En la práctica, durante una operación de sedimentación, es común que se presente más de un tipo de sedimentación al mismo tiempo y es posible que coincidan todos los cuatro tipos.

5.3 SEDIMENTACIÓN TIPO 1 Como se dijo previamente, la sedimentación tipo 1 se refiere a la sedimentación de partículas discretas, de aquellas partículas que no cambian su forma, tamaño o peso a medida que se sedimentan; en otras palabras, es el tipo de sedimentación libre, no interferida, función solamente de las propiedades del fluido y de la partícula. Cuando se coloca una partícula discreta en un fluido en reposo, la partícula se mueve verticalmente debido a la gravedad, si su densidad difiere de la del fluido. Las fuerzas verticales que actuarán sobre una partícula discreta en el agua serán: una fuerza vertical hacia abajo igual al peso de

122

PoTABIUZACt6N DEL AGUA

la partícula en el agua, W, y una fuerza vertical hacia arriba, F o fuerza de arrastre debida a la fricción. El peso de la partícula discreta en el agua es igual a:

W

= V(p.- Pw)g

(5.1)

w 1 1

1 1 1 1 1 1 1 1 1

,.

Velocidad vertical

1

+ =U

a = Aceleración vertical

F Figura 5.2 Sedimentación de la partícula discreta en reposo.

donde: W V

= =

Peso de la partícula en el agua, N Volumen de la partícula, m 3 Ps = Densidad de la partícula, kg!m 3 Pw = Densidad del agua, kg!m3 g = Aceleración de la gravedad, 9,8 m/s 2

La fuerza vertical de arrastre o fricción es función de la rugosidad, de la forma, tamaño y velocidad vertical de la partícula, así como de la densidad y viscosidad del agua. Empíricamente se ha encontrado que para partículas discretas: (5.2)

donde:

F = Fuerza de arrastre vertical, N C = Coeficiente de arrastre de Newton, adimensional

123

SEDIMENTACIÓN

An = Área de la sección transversal de la partícula normal a la dirección de asentamiento, m2 U = Velocidad de asentamiento, m/s Pw = densidad del agua, kg!m 3 El valor del coeficiente de arrastre, C, es función del número de Reynolds:

DU NRE=v donde:

D U v

= = =

(5.3)

Diámetro de la partícula, m Velocidad de asentamiento, m/s Viscosidad cinemática, m2/s

Para partículas esféricas y NRE < 10000, Fair y Geyer han encontrado que: (5.4)

Inicialmente la partícula se acelerará hasta que la fuerza de fricción o de arrastre del fluido se haga igual a la fuerza impulsora de asentamiento. Cuando las fuerzas verticales están en equilibrio, de acuerdo con la segunda ley de Newton, la aceleración se hace cero y la velocidad se vuelve constante. Por lo tanto, para partículas esféricas:

(5.5)

donde:

Ss = Densidad relativa de la partícula

124


En la zona de asentamiento vis"Coso, intervalo de Stokes, NRE < 0,5, la relación entre el número de Reynolds y el coeficiente de arrastre se puede tomar igual a:

e-

24 _ 24 v -NRE- DU

(5.6)

Sustituyendo en la ecuación 5.5 se tiene:

U=

/.i. g D U V3 24u

(S -l) D = ~

(5.7)

2

gD (S, -1) U tsu

U= gD 2 (S. -1) 18

V

La ecuación anterior se conoce como Ley de Stokes y ha sido comprobada experimentalmente. En el intervalo de Newton, 1.000 < NRE < 100.000, el valor de es aproximadamente constante e igual a 0,4; por lo tanto,

e

(5.8)

Vale la pena señalar que en la discusión anterior se supone que W = F, lo cual implica la satisfacción de las siguientes condiciones: Relación V 1An constante; corresponde a partículas discretas esféricas. Ausencia de viento y corrientes de densidad o térmicas. Ausencia de cortocircuitos. e constante y por consiguiente viscosidad y temperatura constantes. Obviam en te, en la práctica no es posible satisfacer todas estas condiciones simultáneamente.

125

SEDIMENTACIÓN

5.4 TANQUE DE SEDIMENTACIÓN IDEAL- SEDIMENTACIÓN T IPO 1 Para propósitos teóricos, se acostumbra dividir el tanque de sedimentación en 4 zonas: zona de entrada, zona de salida, zona de lodos y zona de asentamiento, como se indica en la figura 5.3. La zona de entrada tiene como función suministrar una transición suave entre el flujo de entrada y el flujo uniforme permanente deseado en la zona de sedimentación. En un tanque ideal de flujo horizontal, convencional, distribuye uniformemente el caudal afluente sobre toda la sección transversal del tanque para que el flujo siga trayectorias horizontales a través de la zona de asentamiento. La zona de salida provee una transición suave entre la zona de asentamiento o sedimentación y el flujo efluente. La zona de lodos tiene como función recibir el material sedimentado e impedir que interfiera con el asentamiento de partículas en la zona de sedimentación; se supone que toda partícula que alcanza esta zona es removida efectiva y realmente de la suspensión. La zona de sedimentación suministra el volumen de tanque necesario para el asentamiento libre de interferencia proveniente de las otras tres zonas. Idealmente, cada zona debe efectuar sus funciones sin interferencia de las otras, para lograr la mejor eficiencia del tanque de sedimentación.

Zona de entrada

~;___ 1 1

----

11

1

-

1 1 l_ - - -

-

Zona de salida

---

Zona de sedimentación

--

•

,v

[--u __ :~=.1..

:/ 1 1

-1

--

-

1

1 1

--

t

~Z~o~n~ajd~e]ilod~oi:s~=-===-=.:::.::.==-::..=..=.:=-=::.=..=.;::..:......-'---

Figura 5 .3 Zonas hipotéticas en un tanque de sedimentación rectangular.

Hazen (1904) y Camp (1946), suponiendo sedimentación de partículas discretas en un tanque ideal de sedimentación, desarrolJaron algunos conceptos fundamentales de la sedimentación. En dicho tanque, las trayectorias de todas las partículas discretas son rectas y todas las partículas de igual

126


velocidad de asentamiento se moverán en trayectorias paralelas como se indica en la figura 5.4.

L

Agura 5.4 Sedimentación de partículas discretas.

Una partícula con velocidad de asentamiento U y transportada horizontalmente con velocidad v, seguiría una trayectoria rectilínea inclinada como resultado de la suma del vector de velocidad de flujo y del vector de velocidad de asentamiento, indicada por la recta OB. Por triángulos semejantes, como se deduce de la figura 5.4:

u

d

V

L

Por lo tanto, en función del caudal, Q, y del área superficial, A,

u- vd_

Qd- Q

-y- adL- aL

U= ~

= carga superficial

(5.9)

La relación Q/A, carga superficial, tiene las dimensiones de velocidad,

generalmente m/d, e indica que, teóricamente, la sedimentación es función del área superficial del tanque e independiente de la profundidad.

127

SEDIMENTACIÓN

Todas las partículas discretas con velocidad de asentamiento igual o mayor que U serán completame~te removidas, es decir que el lOO% de remoción ocurriría cuando todas las partículas en la suspensión tuviesen velocidades de asentamiento por lo menos iguales a U. Por el contrario, si consideramos una partícula con velocidad de asentamiento UP menor que U, solamente una fracción de ellas será removida. En efecto, como se ve en la figura S.4, solamente las partículas con velocidad UP < U que alcancen el tanque dentro de la altura DC serán removidas. Ahora bien, si el área del triángulo con catetos OC y L representa ell 00% de remoción de partículas, entonces la relación de remoción R, fracción removida de partículas con velocidad de asentamiento UP, será:

(5.10)

La ecuación S.l O fue descubierta por Hazen en 1904 y demuestra que para cualquier caudal Q, la remoción de material suspendido es función del área superficial del tanque de sedimentación e independiente de la profundidad. En otras palabras, que la remoción y, por consiguiente, el diseño de sedimentadores dependen sólo de la carga superficial. Según Rich (S), a la conclusión anterior se llega también si se formula la tasa máxima a la cual puede clarificarse un líquido, mediante la figura S.S. En la figura S.S una suspensión diluida de partículas discretas ocupa un volumen rectangular. Bajo condiciones tranquilas, las partículas se sedimentan con velocidad U y el líquido, a cualquier profundidad z, se clarificará tan pronto como aquellas partículas localizadas en el nivel superior pasen a través del nivel z. La tasa de clarificación se puede calcular así: z

Q =-A= UA t

donde:

=

Tasa volumétrica de clarificación, m3/s z = Distancia a través de la cual las partículas se sedimentan en el tiempo t, m t = Tiempo de sedimentación, s A = Área superficial perpendicular a la dirección de asentamiento, m2

Q

(5.11)

128


/A/

/A

}

/A

V

V

1

1

VA

/ zl V

L

V

1

/

V

/

/

(b)

(a)

Figura 5.5 Volúmenes rectangulares de una suspensión de partículas no floculentas en sedimentación bajo condiciones tranquilas (a) Partículas con velocidades uniformes. (b} Partlculas con dos velocidades de asentamiento.

De nuevo, la ecuación 5.11 hace evidente que la capacidad de tratamiento en un tanque de asentamiento en el cual se presente sedimentación tipo 1 es, teóricamente, independiente de la profundidad del tanque y solamente función del área superficial del tanque y de la velocidad de asentamiento de las partículas. Observando la figura 5.5 (b) y aplicando la ecuación 5.11 se tiene que:

Q1 Q2

= U1 A = U2A

La fracción en peso de partículas removidas con velocidad de asentamiento menor, U¡, será: (5.12) Según Camp, para cualquier tasa de clarificación Q, la remoción total de partículas discretas de una suspensión diluida de partículas discretas, con velocidades de asentamiento diferentes, se puede predecir con un análisis de sedimentación realizado en columnas de sedimentación semejantes a la de la figura 5.6. En los ensayos de columna de sedimentación, la suspensión se coloca en la columna y se deja asentar bajo condiciones tranquilas. A intervalos diferentes de tiempo, se extraen muestras de una profundidad determinada

129

SEDIMENTACIÓN

y se cuantifica la concentración de partículas en cada muestra. Cada muestra estará libre de partículas con velocidades de asentamiento lo suficientemente grandes como para permitirles que recorran durante el tiempo de sedimentación una distancia mayor que la profundidad del muestreo. La velocidad máxima de sedimentación de las partículas, en cada muestra, será aproximadamente: (5.13)

U=~ n t donde:

Zn

=

Profundidad de muestreo, m

._,-

z1 z2 Za

z4 Zs

1

21

3[

41

sl-

Figura 5.6 Columna para análisis de sedimentación.

Con los resultados experimentales se puede elaborar la curva de velocidad de asentamiento de la suspensión y determinar la remoción total de partículas. La curva característica que se obtiene es como la de la figura 5.7. Para una tasa de clarificación determinada, Qo, se tiene:

(5.14) Todas las partículas con velocidad de asentamiento UP;::: U 0 serán completamente removidas. Tales partículas constituyen 1 - Xo del total de partículas originalmente existentes en la suspensión clarificada.

130


1-0r--------r-------------------------------,

Velocidad de sedimentación

Figura 5.7 Curva para análisis de la velocidad de asentamiento de partfculas discretas.

La fracción en peso de partículas removidas con velocidad U P ~ U o será, según la ecuación 5.12, o según la ecuación 5.10 de Hazen, igual a:

Por lo tanto, la remoción total en el líquido clarificado será: (5.15)

donde: = Fracción total removida =Fracción de partículas con velocidad Up mayor que Do

131

SEOIMENT ACIÓN

J J:ouP 0

dx

= Fracción de partículas removidas con velocidad Upmenor que Uo

El último término de la ecuación 5.15 se cuantifica mediante integración gráfica de la curva para análisis de sedimentación de partículas discretas entre los límites O y X 0 , es decir en el área sombreada de la figura 5.7. En términos de las áreas B y C de la figura 5.7, lo anterior es equivalente a:

XT =(1-X )+ BXO ={1-X

B+C

o

o

)+~ U o

La remoción es la función de la U 0 , o sea de la carga superficial, única variable de control por parte del diseñador. Para un caudal específico, a mayor área superficial, menor carga superficial, mayor eficiencia de remoción. Este hecho conduce al diseño de los sedimentadores de tubos.

5.5 EJEMPLO DE SEDIMENTACIÓN TIPO 1 Los resultados del análisis en columna de sedimentación para una suspensión de partículas discretas, sobre muestras a una profundidad de 1,2 m, se incluye a continuación (5). Determinar, para una tasa de clarificación de 2160 m 3/m2 d, la remoción total. TIEMPO DE SEDIMENTACIÓN, min . Fracción en peso remanente

0.5

1,0

2,0

4.0

6,0

8,0

0,56

0,48

0,37

0,19

0,05

0,02

Solución:

-

Se calculan las velocidades de sedimentación. Up, m/min

2,40

1,20

0,60

0,30

0.20

0,15

Se elabora un gráfico de la fracción de partículas remanentes contra la velocidad de asentamiento, figura 5.8.

132

PoTABIUZACióN DEL

AGuA

Se calcula la velocidad de sedimentación, Uo, de las partículas que serán removidas completamente, cuando la tasa de clarificación es de 2160 m 3/m 2 .d Uo

= 2160 m/d = 1,5 m/min

Se obtiene Xo trazando una recta vertical desde Uo sobre la abscisa hasta cortar la curva y encontrar la ordenada correspondiente. De la curva se obtiene que 0,51 de las partículas en la suspensión tienen una velocidad menor que 1,5 m/min, es decir que 49% de las partículas (en masa) se sedimentan con velocidad mayor de 1,5 m/min, o sea que 49% más alguna fracción del 51% restante se asentarán. La fracción de dichas partículas que serán removidas se determina por integración gráfica del segundo término de la ecuación 5.15, entre los límites x = O y x = 0,51, indicada por los rectángulos en la figura 5.8 y en la tabulación hecha en el cuadro 5.1. 0,6

0,5

0,45

o

:::;¡

!.,.

0,4

1 .. 'D

0,34

~~

0,3

§

1a.. ... e

1

0,25 0.2

0,195

0,32

U-

0,1 0,095

o

o

0,1

0,5

1,0

,5

u. Velocidad de sedlmentacl6n. mtmln.

Figura 5.8 Curva de velocidad de sedimentación, ejemplo 5.5.

2,0

2,5 Up-

133

SEDIMENTACIÓN

Cuadro 5.1 Cálculos para el ejemplo 5.5

dX

Up

Up.dX

0,025

0,10

0,0025

0,050

0,20

0,0100

0,100

0,26

0,0260

0,075

0,32

0,0240

0,090

0,44

0,0396

0,060

0,60

0,0360

0,050

0,85

0,0425

0,060

1,20

0,0720 0,2526

l:

=

ro up dx o

La fracción total removida será, según la ecuación 5.15:

1 xT = (1-0,51) + 15 xo,2S26 =0,66

'

Por lo tanto, un 66% de las partículas serán removidas.

5.6 SEDIMENTACIÓN TIPO 2 En este tipo de sedimentación se deben tener en cuenta las propiedades floculentas de la suspensión además de las características de sedimentación de las partículas. Dos partículas que se aglomeran durante su asentamiento pierden su velocidad individual de sedimentación y, por consiguiente, se sedimentan con otra velocidad característica de la nueva partícula formada, generalmente mayor que las velocidades originales. Este tipo de sedimentación, conocido como sedimentación floculenta, es el tipo de sedimentación más común en purificación y tratamiento de aguas.

134


Partfcula discreta

"'

''

'\

V

~r

Partrcula floculenta

'~ v

UP:z ~ \

Figura 5.9 Trayectorias de sedimentación.

En aguas turbias de ríos, el material suspendido consiste principalmente en partículas finas de sílice, arcilla y limo; la densidad relativa de dichas partículas varía entre 2,6 para granos finos de arena hasta 1,03 para partículas de lodo floculado con 95% de agua. Las partículas vegetales suspendidas tienen, según su contenido de agua, densidades relativas entre 1,0 y 1,5. El flóculo de alumbre y de hierro varía en densidad según el contenido de agua y el tipo de sólido entrapado en él, con densidades relativas para el flóculo de alumbre entre 1,002 y 1,18 y de 1,002 a 1,34 para el flóculo de hierro. En plantas de ablandamiento el flóculo de cal y soda ash tiene densidades relativas variables alrededor de 1,2. En desarenadores de aguas negras la densidad relativa de las partículas por remover varía entre 1,2 y 2,7; en sedimentadores primarios de aguas residuales, el material orgánico suspendido por remover tiene densidades relativas entre 1,O y 1,2. En tanques de sedimentación secundaria, de flóculo biológico de filtros percoladores o de lodos activados, las partículas suspendidas, compuestas de material orgánico y microorganismos, sedimentan rápidamente a pesar de su densidad relativa baja (27). Por conveniencia, en muchos casos, se supone que la sedimentación de una suspensión es del tipo de partículas discretas, con el objeto de predecir más sencillamente las velocidades de asentamiento y la remoción de material suspendido; sin embargo, para suspensiones de partículas floculentas es necesario el análisis de sedimentación para tener en cuenta dicho efecto sobre el proceso de asentamiento. En la sedimentación tipo 2, tanto la densidad como el volumen de las partículas cambia a medida que ellas se adhieren unas a otras mediante el mecanismo de la floculación y la precipitación química. Consecuentemente el peso de la partícula en el agua, W, y la fuerza de arrastre, F, cambian

135

SEDIMENTACIÓN

y el equilibrio de fuerzas verticales se rompe. Como resultado, las velocidades de asentamiento de las partículas cambian con el tiempo y la profundidad, es decir que la remoción es función no sólo de la carga superficial sino también de la profundidad y el tiempo de retención. Hasta el presente, no existe formulación matemática que evalúe exactamente todas las variables que afectan la sedimentación de partículas floculentas y por ello es necesario efectuar los análisis con columnas de sedimentación. En la práctica se reconoce que, para una velocidad de sedimentación determinada, tanto el tiempo de retención como la profundidad afectan el grado de remoción, puesto que en un tanque de mayor profundidad se requiere un tiempo mayor para que la partícula alcance el fondo. Esto significa que, para una velocidad de sedimentación fija, la relación del tiempo de retención a la profundidad determina el número de partículas que alcanza el fondo (27). De la ecuación 5.10:

u

u

u

u

u

R=-p =-p =-p =-P-=_P_ U Q V V aLd tA tal taL A

Por lo tanto, t

R=-U d p

(5.16)

Desde 1904 Hazen propo~ía subdividir horizontalmente los tanques de sedimentación para aumentar su capacidad de tratamiento. En 1946 Camp presentó el diseño de sedimentadores con bandejas horizontales y, en forma semejante, otros diseños intentaron hacer uso de los principios teóricos vistos en repetidas ocasiones. Sin embargo, los tanques con varios compartimientos horizontales nunca se hicieron populares principalmente por fallas en su limpieza y por otras causas no conocidas realmente. En 1968, Culp, Hansen y Richardson (29), observando que una partícula que se sedimenta con una velocidad de 2,5 cm/min requiere 2 horas para caer al fondo de un tanque convencional de 3 m de profundidad y que requeriría sólo 2 minutos para caer al fondo de un tanque de S cm de profundidad, idearon los sedimentadores de tubos de diámetro pequeño que impulsaron los hoy conocidos sedimentadores de tasa alta o sedimentadores de poca profundidad.

136


5. 7 T ANQUE DE SEDIMENTACIÓN IDEAL • SEDIMENTACIÓN TIPO 2 La remoción de partículas en un tanque de sedimentación ideal, para suspensiones diluidas de partículas floculcntas, puede determinarse a partir de un análisis con columnas de sedimentación. La suspensión se coloca en una columna semejante a la mostrada en la figura 5.6 y se deja sedimentar en condiciones tranquilas. Se determina la concentración de partículas sobre muestras tomadas a diferentes profundidades con intervalos de tiempos diferentes y se calculan las fracciones en peso de partículas removidas en cada profundidad y cada intervalo de tiempo. Con dichos valores se construye un gráfico de la fracción de remoción de partículas floculentas en función del tiempo y la profundidad de sedimentación. En dicho gráfico se unen los puntos de igual fracción de remoción para obtener las curvas de isoconcentración. Las curvas de isoconcentración representan la trayectoria de sedimentación máxima para la remoción indicada y la relación profundidad/tiempo igual a la velocidad promedio mínima de sedimentación para dicha remoción . El procedimiento para determinar la remoción total de partículas floculentas en un tanque específico es similar al utilizado para partículas discretas y se ilustra en el ejemplo siguiente.

5 .8 EJEMPLO DE SEDIMENTACIÓN TIPO 2 Los datos experimentales de un ensayo de sedimentación para una suspensión de partículas floculemas (59) se incluyen en el cuadro 5.2.

Cuadro 5.2 Datos del ensayo para el ejemplo 5.8 Tiempo Mln.

5 10

% Remodelación de sólidos

06m

12m

18m

27

36 28 44

26 40 35 38

20

39

40

50 60 70

60 120

48

so

64

60

137

SEDIMENTACIÓN

Determinar la remoción total de sólidos si el tiempo de retención es de 60 minutos y la profundidad, 1,8 m.

Solución: Se dibujan las trayectorias de sedimentación para la suspensión floculenta como se indica en la figura 5.10. Se determina el porcentaje de remoción (32):

1,8 26 40

o

5 10

35

38

50

20

40

60 11empo, min

Figura 5.1O Trayectorias de sedimentación, ejemplo 5.8.

-

Para las curvas de la figura 5.10 los cálculos son los del cuadro 5.3.

138


Cuadro 5.3 Cálculos para el ejemplo 5.8 ó hn X

ha

-0,4 1,8

X

2

=

9,44

X

-70+60 2

14,44

X

-60+50 2

36,67

1,2 1,8

% Remoción

100 + 70

0,2 1,8

Rn + Rn.1 2

60,55

La remoción total es del 60,6%. La remoción anterior corresponde a una carga superficial de 43,2 m3/m2 · d (1,8 x 1440/60) y un tiempo de sedimentación de 60 minutos. Para dimensionamiento del sedimentador, con un factor de seguridad de 1,5, se tomaría como carga superficial de diseño o28 m/d y un tiempo de retención de 1,S horas.

5.9 SEDIMENTACIÓN DE TASA ALTA Por sedimentación de tasa alta, sedimentadores de poca profundidad, se entiende sedimentación en elementos poco profundos, en módulos de tubos circulares, cuadrados, hexagonales, octogonales, de placas planas paralelas, de placas onduladas o de otras formas, en tanques poco profundos, con tiempos de retención menores de 15 minutos. La característica principal de un sedimentador de alta tasa es su poca profundidad, usualmente del orden de centímetros. En los pequeños conductos usados como sedimentadores de alta tasa se puede desarrollar flujo laminar. La distribución de velocidad dista mucho de ser uniforme; por lo tanto, las trayectorias de las partículas no son líneas rectas como en el modelo ideal de Camp. En el modelo de Hazen y Camp para tanques de sedimentación convencionales con flujo uniforme, la carga superficial del tanque de sedimentación representa la velocidad crítica de asentamiento de las partículas suspendidas; teóricamente, toda partícula con velocidad de asentamiento mayor o igual que la velocidad crítica será removida en el tanque. En el

139

SEDIMENTACIÓN

modelo de Yao (21), se generaliza la teoría de sedimentación de Campa los sedimentadores inclinados, suponiendo sedimentación de partículas discretas en tanques de alta tasa con flujo laminar y unidimensional. Para una partícula, la ecuación de movimiento sería: dv m .:::e. dt

= (p p

(5.17)

- p) Vg - F

donde: m= Masa de la partícula Vp = Velocidad de la partícula t = Tiempo PP = Densidad de la partícula Densidad del fluido p g = Aceleración gravitacional V= Volumen de la partícula F = Fuerza resistente del fluido Para flujo laminar, Stokes demostró que la fuerza de arrastre es: (5.18)

donde:

jl =

dp vp v

= = =

Viscosidad dinámica del fluido Diámetro hidráulico de la partícula Velocidad de la partícula Velocidad del fluido

Ignorando el efecto de la fuerza de inercia, m dvp dt

= O, se tiene:

(5.19)

donde:

Vs

=

Velocidad de asentamiento de la partícula, o velocidad vertical de caída de la partícula.

La figura 5.11 representa el sistema de coordenadas usado por Yao. El eje X es paralelo a la dirección de flujo; e es el ángulo entre el eje X y el

140

POTABILIZACIÓN Da AGUA

eje horizontal, o sea el ángulo de inclinación; U es la velocidad local del fluido en la dirección X o dirección del flujo. El eje Y es normal a la dirección de flujo, o sea es perpendicular a X.

y

Figura 5.11 Sistema de coorc,enadas.

Por lo tanto, V px

= U -

Vpy

Vs

sen

e

= -Vs COS e

(5.20) (5.21)

donde Vpx y vpy son las componentes de velocidad de Vp en X y Y. Por definición,

(5.22) Combinando las ecuaciones 5.20, 5.21 y 5.22 se tiene: dy dx

-vs cose = U - V s Sen e

(5.23)

La ecuación 5.23 es la ecuación diferencial de la trayectoria de la partícula, integrando:

f Udy- Vs y sene + Vs donde: Co

X

cose = Co

Constante de integración

(5.24)

141

SEDIMENTACIÓN

Llamando:

=Velocidad promedio de flujo d = Profundidad de flujo, normal a la dirección de flujo

V0

y dividiendo la ecuación 5.24 por V 0 d se tiene:

(5.25)

donde:

Ct =

y=

X=

Constante de integración ajustada y, y

d X

d

La ecuación 5.25 es la ecuación general de la trayectoria de la partícula. El valor de C 1 y de

JU dY se puede evaluar para una trayectoria particular Vo

de la partícula en un sistema determinado de sedimentación de alta tasa. 5.9.1 Sedimentadores de placas paralelas: X

y

Trayectoria

Figura 5.12 Esquema sedJm,mtador de placas paralelas.

142

PoTABILJZACION DEL AGUA

Para flujo laminar entre placas paralelas, como los de la figura 5.12, según Streeter: (5.26)

Sustituyendo 5.26 en 5.25 e integrando, se tiene: (5.27)

La ecuación 5.27 es la ecuación general para la trayectoria de partículas suspendidas (T¡, T 2, T 3), en flujo laminar, a través de dos placas paralelas. Para el punto B de la figura 5.12: X=L

Y=O X e Y expresadas adimensionalmente. Donde, por definjción: L

= ~ = lon~itud relativa del sedimentador

Reemplazando dichos valores en la ecuación 5.27 se obtiene: (5.28)

Reemplazando la ecuación 5.28 en la ecuación 5.27 se tiene: 2

3

Vs

e + -Vs

Yo

Yo

3Y - 2Y --Y Sen

(X-L) cos

e=O

(5.29)

La ecuación 5.29 es la ecuación de la familia de trayectorias de las partículas; la trayectoria real que tomará una partícula dependerá de la magnitud de la relación vsfvo para la partícula. Entre la familia de trayectorias existe una trayectoria límite que se inicia en B', la parte superior del canal en su entrada, y representa la trayectoria superior de la familia. Dicha trayectoria superior representa físicamente la trayectoria limitante puesto que ella define la velocidad crítica de asentamiento de la partícula Ysc• para un sistema determinado. Toda partícula suspendida con una velocidad de asen-

143

SEOtMENTACIÓN

tamiel}to mayor que, o igual a, dicha velocidad crítica de asentamiento sería completamente removida en el sedimentador. Como las coordenadas del punto B', en la figura 5.12, son:

X= O y= 1 reemplazando nuevamente, en la ecuación 5.29, se obtiene:

v,e -(sena+ L cos9) = 1

(5.30)

Vo

La ecuación 5.30 indica que la eficiencia de un sedimentador de alta tasa está caracterizada por un parámetro S: Vs

S =-(sena + L cose)

(5.31)

Vo

El valor crítico de S, Se, para sedimentadores de placas paralelas es 1,0 como lo indica la ecuación 5.30. Por lo tanto, teóricamente, cualquier partícula suspendida, con un valor de S mayor o igual que 1, en un sedimentador de placas paralelas, será removida. En general, para sedimentadores de tasa alta, la velocidad crítica de asentamiento está dada por (21): (5.32) Sen e + L Cose donde:

Velocidad promedio del fluido en el elemento de sedimentación de alta tasa o carga superficial en el área de sedimentación de tasa alta. = Ángulo de inclinación del elemento de sedimentación de alta tasa. L = Longitud relativa del sedimentador de alta tasa, en flujo laminar. Se = 1,O para sedimentadores de placas paralelas Se = 4/3 para tubos circulares Se = 11/8 para conductos cuadrados. Vo

=

e

La ecuación 5.32 indica que la eficiencia de un sedimentador de alta tasa es función de la longitud relativa del sedimentador L y del ángulo de in-

144

POTABIUZACION DEL AGUA

clinación e. Como lo demuestra Yao (21), L preferiblemente debe ser igual a 20 y en general menor de 40. Por razones prácticas, para permitir la remoción continua del lodo, e es generalmente igual a 60°. En los sedimentadores de tasa alta se supone régimen de flujo laminar. En la práctica se acostumbra dejar el primer cuarto de la longitud del tanque de sedimentación libre de elementos de sedimentación de tasa alta para permitir buenas condiciones de entrada del caudal. Sin embargo, a la entrada existirá una región de transición en la cual el flujo uniforme se convierte gradualmente en flujo completamente laminar debido a la influencia de los contornos sólidos. La longitud relativa, L', para la región de transición en tubos, según Streeter y Y ao (21) es: L'=O 058 vo d donde:

(5.33)

V

>

v = Viscosidad cinemática del fluido.

La ecuación 5.33, según Yao (21), puede aplicarse a otros tipos de sedimentadores. Sin embargo, esta ecuación da valores muy altos y se prefiere la ecuación recomendada por Schulze (56):

= 0,013 NRE

(5.34)

L'= 0,013 Vo d

(5.35)

L'

V

La existencia de la región de transición obliga a tener en cuenta, para los cálculos, la longitud de la zona de transición y tomar como valor de L en la ecuación 5.32 un valor de longitud relativa efectiva de sedimentación, en flujo laminar, Le, igual a L corregida en la longitud de transición L', con lo cual se provee un factor de seguridad en el diseño. Por lo tanto, para verificar un diseño, la ecuación 5.32 se convierte en:

(5.36)

Le= L- L' donde:

(5.37)

Le = Longitud relativa del sedimentador de tasa alta en flujo laminar, corregida en la longitud de transición.

145

SEDIMENTACIÓN

Según Yao (21), en los casos en que L sea mayor que Le se sugiere tomar como valor de longitud relativa del sedimentador un valor igual a 2Lc, o sea: L = 2Lc (5.38) y aumentar el valor de la longitud del sedimentador, I, al nuevo valor de L.

Algunos autores recomiendan verificar el número de Reynolds para garantizar flujo laminar en los sedimentadores de tasa alta. En general se recomienda:

NRE N&r: NRE NRE

< 500 (18) < 250 (26) < 200 (51) 280 (56)

con: NRE

V0

d

=--

(5.39)

V

donde:

Vo

=

d v

= =

Velocidad promedio de flujo en el sedimentador Ancho del sedimentador o conducto Viscosidad cinemática

El tiempo de retención se calcula por la expresión: t

1

=-

{5.40)

Yo

En general el tiempo de retención es de 3 a 6 minutos en sedimentadores de tubos y de 15 a 25 minutos en sedimentadores de placas.

5.10 TIPOS DE TANQUES DE SEDIMENTACIÓN En general los tanques de sedimentación son estanques rectangulares o circulares de aproximadamente 3m de profundidad, con pantallas de entrada y vertederos efluentes. Recientemente se han introducido, con mucha frecuencia, los sedimentadores de placas planas, de tubos, de flujo ascensional, y otros tipos de sedimentadores de tasa alta, con el objeto de obtener el mismo grado de clarificación que en sedimentadores convencionales, pero con menor uso de terreno. Los sedimentadores convencionales usados en purificación de aguas son generalmente rectangulares, circulares o cuadrados. En tanques rectan-

146


guiares, figura 5.13, el flujo va esencialmente en una dirección, paralelo a la longitud del estanque, y se llama flujo rectilíneo. En tanques circulares de dosificación central, figura 5.14, el agua fluye radialmente desde el centro al perímetro externo; esto se conoce como flujo radial. Otros tanques circulares tienen dosificación perimetral con flujo en espiral o flujo radial. Algunos tipos de tanques de sedimentación, así como otras características de su construcción, se muestran en las figuras que aparecen a continuación.

-Efluente

Afluente-

Figura 5.13 Tanque de sedimentación rectangular, flujo rectilíneo.

Flujo radial Vertedero

-

Efluente

Pozo de distribución

\Afluente

Figura 5.14 Tanque de sedimentación, dosificación central, flujo radial.

Figura 5.16 Sedimentador rectangular.

Figura 5.15 Tanque de sedimentación, dosificación perimetral,' flujo radial.

Figura 5.17 Sedimentador circular.

en ~ ~

~ ~

()

~

--e

----=::J

¡r-·

1

1•1

t!l

Orificio Vertedero de entrada al Sedlmentador para aforo

Ranuras

Pantalla

/

Vertedero de salida

JI l~!lbLJ

lh

Tapón para limpieza

111 1o 1 1! 1

1

~:el__,,,~ Desagüe del exceso

1

CORTEC - C

g.

Lámina del aforador

Uega~,

! ~1

1

J.

~

:v.

PLANTA

Nível de agua 0,25 m mínimo

Pantalla

Ranuras

• ..*1' i

1--

.-¡ ,).,. , .. ,-- - , . , . ,. . .'m:";'!: . . . ;e;_•. ~ ; •. ,..

J

aCámara de inspección

CORTE A-A

., ·• ,_,,_,.~~Oe CORTE B - B

Figura 5.18 Sedimentador simle (2)

~

....¡

148


l

-

-

o

Floculador

--

a

rg/

1

- l

1

1

Canaletas de salida

-

--

DLl

a) TANQUE SEDIMENTADOR RECTANGULAR- PLANTA

l - - - - - - ---.4

-

Floculador

Canaleta de salida

h

1 1

-------------...1 h' 8=5% Concentrador de lodos

SEDIMENTADOR RECTANGULAR- CORTE LONGITUDINAL

Entrada de agua

1

Entrada

Canaleta

Iao~ruda~

Extracción de lodos Canaleta periférica b) SEDIMENTADOR CIRCULAR

Figura 5.19 Sedimentadores horizontales.

Barredor de lodos

rebose Canal de agua decantada

149

SEOIMENTACIÓN

Vertedero de rebose

.... o

Canal de aglla sedimentada

.,....

(a)

~

(b)

VERTEDEROS DE REBOSE

Canaleta recolectora

Deflector del viento

agua sedimentada (e)

(d)

CANALETAS DE REBOSE

Deflector del viento

f Orificios cuadrados o circulares

-u--05~

t

borde a¡ustable

LISA

1

~DIENTES ~

t

o o o o o '{

(e) Orificios de salida

(f) Tipos de canaletas

Figura 5.20 Estructuras de salida en sedimentadores rectangulares.

DESIERRA

ORIFICIOS

150

PoTABILIZACION oa AGUA

Planta

Corte A· A

Planta

Corte C - C .

Planta

Corte E- E

Figura 5.21 Distribución típica de tolvas de lodos para tanques de sedimentación rectangulares.

Es recomendable que cada tolva esté dotada de su tubería de desagüe independiente con el fin de que se pueda desaguar separadamente.

151

SEDIMENTACIÓN

Canaletas de salida

Celdas de sedimentación

Entrada del flujo

Lodos Figura 5.22 Descripción del sistema de alta tasa.

~

-

~o

--- ---

~~ -

a) Descarga libre

'

-

~o b) Descarga sumergida

Figura 5.23 Canaletas para el agua decantada.

ho-hc ---------=.f-hc¡ - '---

~

152


5.1 0.1 Sedimentadores de manto de lodos o .de contacto con sólidos suspendidos En este tipo de sedimentadores se emplea, generalmente, flujo ascensional del agua a través de un manto de lodos. La precipitación de los sólidos ocurre en presencia de una gran cantidad de flóculo previamente formado, dentro de un solo tanque que combina la mezcla con la floculación y sedimentación, así como con la remoción continua de lodo. Entre las ventajas de este tipo de unidades se señala que el contacto del agua coagulada con una gran cantidad de flóculo, o lodo preformado, acelera las reacciones de coagulación y promueve la clarificación, debido al paso obligado del flóculo a través del manto de lodos, y permite, al combinar mezcla, clarificación y sedimentación en una misma estructura, reducir las áreas superficiales de sedimentación y los costos de construcción. En general, las cargas superficiales de diseño oscilan entre 60 y 120 m/d y los tiempos de retención, entre 1 y 2 horas. Como desventajas se señalan las de requerir operación cuidadosa, especialmente cuando el agua cambia fuertemente su turbiedad o sus características químicas. Los cambios súbitos de turbiedad del agua cruda exigen ajustes rápidos y adecuados de la dosificación del coagulante y de la cantidad de lodo, para evitar que fluyan aguas de turbiedad alta hacia los filtros. El exceso de lodos debe removerse de la unidad en forma continua, cada vez que sea necesario, lo cual exige atención operativa permanente. En las figuras 5.24 a 5.33 se muestran las características básicas de diferentes unidades de sedimentación de manto de lodos. RECOLECCIÓN DE AGUA CLARIFICADA

ZONA DE CLARIFICACIÓN

ZONA DE MANTO DE LODOS

SALIDA DE LODOS

Figura 5.24 Sedimentador de manto de lodos.

153

SEDIMENTACIÓN

CANALETA DE RECOLECCIÓN DE AGUA SEDIMENTADA

PURGA DE LODOS

. .· . . ·: '··.··: ··.· ' • ..

. . :: .... ..

CANAL DE AGUA SEDIMENTADA

El agua cruda asciende disminuyendo la velocidad a medida que el área de flujo aumenta y manteniendo asr un manto de lodos suspendido hidráulicamente.

Figura 5.25 Sedimentador de fondo cónico.

Figura 5.26 Sedimentador de Bacchus Marsh.

154


__ _ -y-en _"""'

-

.. ogolildof

El agitador mantiene el flóculo en suspensión y recoge los lodos en el concentrador para su remoción. Figura 5.27 Sedlmentador de manto de lodos con agitación simple - PermuJet de Permutit.

--..

--®

Figura 5.28 Sedimentador Endospina modelo A.

en

g¡ ~

~o z

Motorreductor de velocidad variable

@

--------------Purga de fondo y desagüe

Ú)~)(~

Compuerta para recirculación de lodos concentrados Válvula de apertura rápida

Figura 5 .29 Sedimentador Edospina modelo B.

Ol Ol

156

PorABtUZACióN oa AGUA

CANALETAS

l

EFLUENTE VERTEDERO SUMERGIDO PARA CONTROL DEL MANTO DE LODOS

CONCENTRADOR OE LODOS

VACIADO Y LAVADO

El lodo que cae es recogido en los concentradores y extraldo periódicamente.

Figura 5.30 Sedimentador de SANO (Checoslovaquia).

CANAL g~ ~~IBUCIÓN

~m:t~: 1"'1----- 11

SALIDA DE AGUA

-~====~~

LLEGADA DE AGUA CRUDA AL INTERIOR DE LA CAMPANA TRONCOCÓNICA (Por los rubos b)

(")

TURBINAS OE RECIRCULACIÓN DE AGUA Y DE LOS LOOOS DE FLOCULACIÓN

Figura 5.31 Decantador Aquazur • B de Degremont.

El agua cruda llega por un canal circular a la zona central de floculación. La urbina obliga al agua ftoculada a que pase a la zona de sedimentación. Los lodos recircu· lan por gravedad y por acción de fa turbina de fondo.

157

SEDIMENTACIÓN

EFLUENTE

Figura 5.32 El accelator de lnflíco.

El sedimentador de manto de lodos pulsan te, figura 5.33, funciona como se indica a continuación. En el primer tiempo la válvula A está cerrada y la bomba hace que el agua ascienda dentro de la campana hasta el nivel S. En el segundo tiempo se abre la válvula de aire A y se presenta la descarga de agua hasta el nivel I produciendo la expansión de los lodos y el desagüe del exceso de los mismos a los concentradores C. Cuando el agua alcanza el nivel 1 se cierra la válvula A. Este sistema pulsan te, o de vacío, homogeniza el manto de lodos, previene la fuga de agua turbia y promueve la sedimentación del lodo.

158


1

__

s--

,

r---

--=,

-d---

e--

SEDIMENTADOR

PRIMER TIEMPO

e---

E

SEOIMENTADOR

SEGUNDO TIEMPO

Figura 5.33 Sedimentador de manto de lodos pulsante.

5.11 CRITERIOS DE DISEÑO Los criterios de diseño de sedimentadores para clarificación del agua se basan en valores obtenidos a través de la experiencia en la operación de prototipos de plantas y plantas piloto de tratamiento del agua.

159

SEDtMENTACICN

-

Propiedades de asentamiento de los sólidos suspendidos.

La ecuación 5.7 o ley de Stokes:

indica que existen varias propiedades del agua y de sus sólidos suspendidos que afectan la sedimentación: la temperatura del agua, la densidad de las partículas y el tamaño y la forma de las mismas. La velocidad de asentamiento de una partícula varía inversamente con la viscosidad cinemática, la cual es función de la temperatura, como puede verse en el cuadro 5.4. Cuadro 5.4 Viscosidad cinemática del agua a diferentes temperaturas T!!C

V X

106 , m2/s

o

1,785

5

1,519 1,306

10 15

1,139 1,003

20 25

0,893 0,800

30

Por ejemplo, cambiando la temperatura del agua de 10°C a 30°C, la velocidad de asentamiento de una partícula se incrementa: 1,306 - = 0,800

1,63 veces

A la vez, reduciendo la temperatura del agua de 10°C a 0°C se reduce la velocidad de asentamiento en 1 306 ' 1,785

=

0,73 veces

Por lo tanto, la temperatura tiene un efecto importante en la sedimentación, y con aguas frías debería reducirse la carga superficial de diseño. La velocidad de asentamiento de una partícula variará también directamente con el valor de la diferencia Ss - l. Por ello, a mayor densidad de

160


la partícula mayor será su velocidad de asentamiento, o sea mayor la carga superficial de diseño. El efecto de la variación en la densidad relativa de la partícula, Ss , para partículas discretas, puede determinarse con la ley de Stokes, pero para partículas floculentas, en las cuales cambia su tamaño y densidad, la ecuación mencionada no es aplicable y es necesario recurrir a los análisis de columna de sedimentación como se vio previamente. En las partículas discretas el efecto del tamaño de la partícula se visualiza con los valores del cuadro 5.5 (1). Cuadro 5.5 Velocidades de asentamiento para algunas partículas Diámetro PartJcula mm

Clasificación

10,0

1.000

es

m3/d.m2

86,400

100

8.640

0,6

63

5.443

0,4

42

3.629

21

1.814

8

691

3,8

328

2,1

181

1,0

grava

0,2 0,1

arena gruesa

0 ,06 0,04 0,02

arena fina

0,01 0,004

-

u mm/s

limo

0,62

54

0,154

13

0,0247

2

Carga superficial o tasa de sedimentación superficial.

Una de las principales características del tanque de sedimentación es su área superficial, la cual depende de la carga o tasa de sedimentación superficial, ecuación 5.9. La carga superficial es el parámetro más usado en la práctica para diseño y clasificación de sedimentadores. En el tanque ideal de sedimentación convencional, la carga superficial podría hacerse igual a la velocidad de asentamiento de las partículas que se desea remover. Sin embargo, como no existen en la práctica tanques ideales, se acostumbra reducir la carga superficial y aumentar los tiempos teóricos de retención.

161

SEDIMENTACIÓN

Los valores del cuadro 5.6 resumen algunos criterios de carga superficial usados para el diseño de sedimentadores convencionales. Cuadro 5.8 cargas superficiales típicas en sedimentadores convencionales

npo de agua

Tratamiento

Carga superficial m3/d.m2 C255

Flóculo de alumbre

14-22 (1)

Flóculo de pollmero

18-27 (9)

Superficial

Ablandamiento con

22-44 (1)

o

cal

Superficial

82 (1) 37 (1)

Subterránea Unidades de flujo Ascencional

<58 (1) 108 (1) 58-88 (1)

Ablandamiento en Unidades de flujo Ascencional

22-58 (1)

Agua fria

58-88 (1)

Agua cálida

147 (1) 22-88 (1) 88-132 (1) 73 (1) 106 (1)

Según Fair, Geyer y Okun, la velocidad de asentamiento del flóculo de hierro y aluminio a 10°C es de S cm/min, es decir una carga superficial de 72 m3/m 2d. Según la EPA (6), las cargas superficiales típicas para diseño de sedimentadores de aguas residuales con precipitación química son: Alumbre Hierro Cal

20-24,5 m3/d.m 2 28,5- 32,5 m 3/d.m 2 57- 65 m3/d.m2

Según Insfopal (24) la carga superficial depende de la clase de tratamiento y oscila entre 15 y 90 m/d. Según Azevedo Netto (cita en la referencia 26), la carga superficial para sedimentadores convencionales oscila entre 20 y 60 m/ d.

162


Para sedimentadores de tasa alta tampoco existe un criterio unificado de valores de carga superficial; algunos de los intervalos o valores recomendados en la literatura se incluyen en el cuadro 5.7. Cuadro 5.7 Cargas superficiales típicas en sedimentadores de tasa alta

es, m/d

Referencia

120-300

(26)

120-240

(22)

150- 240

(22)

Observaciones

Flujo ascencional Flujo horizontal, T < 4"C , turbiedad < 100

150 - 180

Flujo horizontal, T < 4°C,

(22)

turbiedad 100-1000 150 - 240

Flujo horizontal, T > 10°C,

(22)

turbiedad < 100 150 - 180

(22)

Flujo horizontal, T > 10°C,

60 - 240

(12)

Valor promedio 180m/d

150

(51)

Flóculo de alumbre,

216

(09)

Sedimentadores

180 - 300

(19)

turbiedad 100- 1000

agua fria tubulares Sedimentadores Tubulares

-

Profundidad.

La eficiencia del tanque de sedimentación es afectada por el grado de floculación de los sólidos suspendidos, el cual, a la vez, depende del tiempo de retención. El volumen del tanque de sedimentación es igual al producto de su área superficial A por la profundidad d: V =A.d El tiempo de retención es igual al volumen del tanque dividido por el caudal: t

V

Q

=

Ad

Q

(5.41 )

163

SEDIMENTACióN

Por consiguiente, el tiempo de retención teórico es directamente proporcional a la profundidad; por ello, la eficiencia de remoción de partículas floculentas dependerá de la profundidad del tanque. Sin embargo, la eficiencia de remoción no está relacionada linealmente con el tiempo de retención; así, por ejemplo, si el 80% de los sólidos suspendidos son removidos con un tiempo de retención de dos horas, es posible que con 3 horas de retención sólo se remuevan 90%. Además, como los tanques profundos son más costosos, no es deseable tenerlos excesivamente profundos (1). En general, la profundidad de los tanques de sedimentación es mayor de 3 metros. -

Tiempo de retención.

El tiempo de retención depende del propósito del sedimcntador. Para tanques o dársenas de sedimentación simple, el tiempo de retención debe ser lo suficientemente largo como para permitir el asentamiento de partículas con velocidad de asentamiento muy baja; en este caso el tiempo de retención puede ser de varios días. En tanques convencionales usados para sedimentación de los sólidos provenientes de coagulación o ablandamiento de aguas, un tiempo de retención de 2 a 4 horas es generalmente suficiente como preparación del agua para su filtración subsecuente. Cuando el agua va a ser usada sin filtración se proveen tiempos de retención hasta de 12 horas (1 ). En sedímentadores tubulares de alta tasa el tiempo de retención es de 3 a 6 minutos; en los de placas inclinadas, de 1S a 25 minutos (S 1). -

Velocidad horizontal.

La velocidad de flujo a través del tanque de sedimentación no será uniforme en toda la sección transversal del tanque perpendicular a la dirección de flujo, aunque la entrada y salida sean diseñadas para distribución uniforme, debido a la existencia de corrientes de densidad, corrientes de inercia, cortocircuito y operación de mecanismos de remoción de lodos. La corriente de densidad es el flujo de un fluido dentro de otro, relativamente quieto, con una densidad diferente. Una corriente de densidad mayor que la del cuerpo principal del fluido se hundirá y circulará a lo largo del fondo del tanque a una velocidad mayor. Si la corriente de densidad es más liviana, correrá a lo largo del techo del tanque. Las diferencias de densidad se deben a diferencias de temperatura, contenido de sales o contenido de material suspendido.

164


El cortocircuito se presenta cuando una porción del fluido atraviesa el tanque en un tiempo menor que el tiempo de retención, debido a diferencias en las velocidades y longitudes de las trayectorias de corriente. El cortocircuito se incrementa mediante mezcla del contenido del tanque, altas velocidades de entrada, y por corrientes de densidad; por ello se presenta en todos los tanques reales. Para minimizar las interferencias mencionadas, la velocidad a través de un tanque de sedimentación debe mantenerse entre 0,25 y 1,5 cm/s (1). Para tanques de alta tasa se recomiendan valores de velocidad promedio de flujo menores de 1 cm/s (51). Según Smethurst, la velocidad media en el tanque de sedimentación debe ser menor de 2 cm/s (9). -

Unidades de entrada y salida del sedimentador.

La entrada al sedimentador se diseña para distribuir el agua uniformemente sobre la sección transversal del tanque entre el floculador y el sedimentador. Es más importante que la unidad de salida para controlar corrientes de densidad e inercia, y afecta por ello en mayor grado la eficiencia del sedimentador. La mejor unidad de entrada es una que permita el paso del agua al sedimentador sin tuberías o canales. La velocidad en los canales debe ser lo suficientemente baja para evitar que el flóculo se rompa, generalmente entre 15 y 60 cm/s. El principal propósito de la unidad de entrada es el de proveer una transición suave entre la velocidad relativamente alta de la tubería afluente y la velocidad baja uniforme deseable en la zona de asentamiento para minimizar su interferencia con este proceso. El canal de entrada debe extenderse a todo lo ancho del tanque para asegurar la distribución uniforme sobre toda la sección transversal. El propósito de la unidad de salida es similar al de la unidad de entrada, o sea proveer una transición suave entre la velocidad de flujo en el sedimentador y la velocidad en la tubería efluente; generalmente el nivel del agua en el sedimentador se controla a la salida. Las salidas pueden ser vertederos o aberturas sumergidas con control manual ejercido por las válvulas de control de nivel de entrada a los filtros. A menudo los vertederos de salida son del tipo de abertura en V, algunas veces con facilidades para ajustar verticalmente su altura y controlar el caudal de salida. Cargas típicas para vertederos de salidas se muestran en el cuadro 5.8.

165

SEDIMENTACIÓN

Cuadro 5.8 Cargas típicas de rebose sobre vertederos Tipo de servicio

CARGA, LJs.m

Referencia

<7,25

(1)

Flóculo de alumbre liviano

1,7 • 2,1

(1)

Flóculo de alumbre pesado

2,1 - 3,1

(1)

Flóculo de ablandamiento

Clarificación

3,1-3,7

(1)

Flóculo de coagulación

<2,9

(25)

Flóoulo de coagulación

2-7

(24)

De conformidad con estudios realizados por Kawamura (1 O) se deben tener en cuenta, además, los siguientes aspectos: • •

•

•

La mejor localización de la pantalla difusora de entrada al sedimentador es a 2 - 2,5 m aguas abajo del muro de entrada. El tipo de difusor más efectivo tiene distribuidos uniformemente orificios de 125 mm con una relación de abertura del6- 8% para tanques con relación longitud/ancho y ancho/profundidad aproximadamente igual a 4/1. La velocidad máxima del flujo a través de los orificios debe ser 150 mm/s para prevenir rotura del flóculo. La pérdida de carga óptima en los orificios de entrada es igual a 2-3 mm.

•

•

En tanques sujetos a vientos severos, corrientes de densidad o variaciones de caudal, son recomendables dos paredes difusoras intermedias. En tanques sujetos a vientos benignos, corrientes de densidad o variaciones de caudal, una pared difusora intermedia es recomendable.

Almacenamiento de lodos. Al diseñar el sedimentador hay que tener en cuenta el volumen destinado al almacenamiento de lodos. Los lodos generalmente se mueven hidráulicamente hacia una tolva de lodos de donde son extraídos mediante una tubería de desagüe. El tanque tendrá, por consiguiente, en su fondo una pendiente suave hacia la tolva de lodos. Para el arrastre de los lodos se pueden también usar mecanismos de arrastre de lodos, de movimiento lento para no alterar el proceso de sedimentación o la resuspensión de los

166

PoTABIUZAClóN oa AGUA

lodos; por esta razón, la velocidad del mecanismo de arrastre de los lodos debe ser menor de 0,5 cm/s. Según Sánchez Montenegro (2), la pendiente longitudinal varía entre 2 y 3%, la pendiente transversal del 10 al 12% y el diámetro mínimo del desagüe 30 cm. Otros autores (51) recomiendan pendientes mayores de 0,4% y diámetro mínimo del desagüe de 15 cm. En general la pendiente más usada para el fondo de tanques rectangulares es dell% y de 1,2/1 a 2/1 para las tolvas de lodos. Criterios adicionales para diseño de sedimentadores. •

•

Los sedimentadores deben tener capacidad suficiente para permitir la sedimentación adecuada de los caudales extremos en la planta. El número de tanques se determina mediante el caudal total, el grado de flexibilidad de operación y la economía del diseño. Debe proveerse un mínimo de dos tanques, para poder sacar una unidad de servicio para mantenimiento y limpieza. Según Sánchez Montenegro (2), si hay varias unidades rectangulares adosadas, el costo mínimo se produciría cuando se cumple la ecuación: a L

donde:

=

n

+ 1

(5.42)

2n

a :;;:: Ancho de cada sedimentador L = Longitud de cada sedimentador n :;;:: Número de sedimentadores

Los sedimentadores estarían adosados según la dimensión L, o sea que el ancho total es n.a En plantas grandes, sin embargo, el número de tanques será determinado por el tamaño máximo práctico posible de un solo tanque y por la efectividad de la sedimentación. • La carga superficial y el tiempo de retención se seleccionan de conformidad con las propiedades de asentamiento de los sólidos suspendidos, como se vio previamente. • Si se usa equipo mecánico de recolección de lodos se ajusta la pendiente (generalmente es 0,17%) y la relación longitud/ancho de tal forma que permita acomodar satisfactoriamente el equipo.

167

SEDIMENTACIÓN

•

•

En tanques rectangulares se usa comúnmente una relación longitud/ancho entre 3/1 y 5/1. En general se prefieren tanques de menos de 75 m de longitud (1) . Los lodos pueden recogerse en una, dos o tres tolvas de lodos; en cada caso, cada tolva debe equiparse con tubería separada de drenaje. Se debe poder desocupar el tanque en un tiempo de 30-60 minutos. Para calcular la tubería de desagüe se puede usar la fórmula siguiente (2): (5.43)

donde:

S A t d

=

= = =

Sección del desagüe, m2 Área superficial del sedimentador, m2 Tiempo de vaciado en horas Altura del agua sobre la boca del desagüe, m

La descarga de desagüe para la altura máxima d está dada por (2):

Q=0,61S J2gd donde:

Q= g

=

(5.44)

Descarga en m 3/s Aceleración de la gravedad, m/s 2

Para prevenir asentamientos de lodo en la tubería de desagüe, la velocidad de flujo debe ser mayor de 1,4 m/s (9). • La longitud del vertedero de salida se determina para la carga sobre el vertedero escogido. Cuando un solo vertedero, a lo ancho del extremo del tanque, no satisface la longitud requerida, se provee la longitud necesaria usando varios vertederos colocados en el tercio extremo de salida del tanque o agregando vertederos en V a las canaletas de recolección de agua clarificada. El nivel del agua en el tanque de sedimentación se controla por las canaletas y, en la actualidad, no se recomiendan pantallas permeables sobre la estructura de salida del sedimentador. • En un tanque de sedimentación real, en la mayoría de los casos, el flujo es turbulento y debe evitarse que ocurra arrastre del material sedimentado. La velocidad requerida para iniciar el arrastre de las partículas puede calcularse por la expresión desarrollada por Camp (27), a partir de estudios hechos por Shields:

POTABI LIZACJÓN DEL AGUA

168

(5.45)

donde:

v~

~ f

= = =

= = Ss =

g D

Velocidad de arrastre o velocidad horizontal de flujo, m/s 0,04 - 0,1 0,04- 0,06 (15), constante que depende del tipo de material sedimentado Factor de fricción de Darcy - Weisbach, 0,03 para arena, 0,02 - 0,03 (15). Aceleración de la gravedad, m/s2 Diámetro promedio de las partículas, m. Densidad relativa de las partículas

La ecuación anterior indica que la velocidad requerida para iniciar el arrastre es independiente del tamaño y profundidad del tanque y sólo es función del factor de fricción, el tamaño promedio de las partículas y su densidad relativa. Según el Insfopal (24), la velocidad de flujo en un sedimentador debe ser menor de 1,25 cm/s, la rdación longitud/ancho, de 3 a 5, la relación longitud/profundidad, de 7 a 30 y la carga de rebose sobre el vertedero, menor o igual a 7 L/s.m.

5.12 EJEMPLO En una planta de tratamiento existen dos sedimentadores de flujo horizontal de 24,4 m de longitud por 18,3 m de ancho y 3,7 m de profundidad. La planta trata 114.000 m3/d de agua. Calcular: a) La carga superficial de los sedimentadores; b) la carga superficial que se obtendrá si se instalan módulos cuadrados de 5,1 cm x 5,1 cm de sección, longitud de 61 cm, con un ángulo de inclinación de 60° en los últimos 12,2 m de longitud de los sedimentadores. Suponer temperatura del agua de l5°C, v = 1,139 x 10·6 m 2/s.

169

SEoiMENTACIÓN

Solución: a) Carga superficial actual:

Q 114.000 CS= A= 24,4x18,3x2 = 128 m/d b) Carga superficial después de instalados los módulos:

(5.36)

Para tubos cuadrados: Se= 11/8

l 61 L=-= - =12 d 5,1 A= 12,2 x 18,3 x 2 =446m2 V

o= A

~n e= 44~ ~\e~o60

0

295 m/d = 0,205 m/min

De la ecuación 5.35: L'=O 013 '

V0

V

d =OOl3 0,205x0,051 = 199 ' 60 X 1,139 X 10-6 '

L' < L De la ecuación 5.37

Le = L- L' = 12 - 1,99 = 10,01 Por lo tanto, reemplazando en la ecuación 5.36: 11 x 295 = 69 m 1 d v se = 8 (Sen 60 + 10,01 cos 60)

170


La carga superficial para el área cubierta por los tubos cuadrados será:

- Q114.00 CS- A -12,2x18,3x2 - 255 m/d El número de Reynolds según la ecuación 5.39:

=V d =

N

0

RE

V

295 x0,051 86.400 X 1,139 X 10- 6

=153

El tiempo de retención en los tubos cuadrados:

. (en general 3-6 mm . ) t =1- =0,61 - - = 3 mm vo 0,205 El tiempo de retención en el tanque de sedimentación: _ . _ 24,4xl8,3x3,7x2 114.000 x 24 x 60 - 42 mm

t-

La velocidad promedio en el tanque de sedimentación: 114.000 1 . 1 V = 2 x 18,3 x 3,7 x 1.440 = 0,58 m mm = 0,97 cm s

5.13 EJEMPLO Determinar los parámetros básicos de diseño de un sedimentador de tasa alta, como el de la figura 5.30, para un caudal de 22 L/s, temperatura de l5°C, viscosidad cinemática igual a 1,139 x 10-6 m2/s.

Solución: Utilizando placas planas de 2,40 m x 1,20 m x 0,01 m y un área útil de sedimentación de tasa alta de 5 m x 2,35 m se tiene:

171

SEDIMENTACIÓN

CS= Q = 0,022x86.400 A 5x2,35

= 162 m/d

- Q - 0,022 X 86.400 Id 1 . vo- A Sen e- 5x2,35xSen 60 - 186•8 m - O,l3 m mm Utilizando una separación entre placas de 6 cm, la longitud relativa de sedimentación es:

L'= 0,013 V 0 d = 0,013x0,13x0,06 = 15 v 60x1,139x10-6 ' L' < L = > Le = L - L' = 20 - 1,5 = 18,5 La velocidad crítica de asentamiento o carga superficial de sedimentación· de alta tasa será, según la ecuación de Yao, ecuación 5.36:

V se

se V o 1x186,8 = Sen e + Le Cos e = Sen 60 + 18,5 Cos 60

8

=1

•5 m

/d

El valor de Yse es comparable con la carga superficial convencional de diseño; para flóculo de alumbre es de 14-22 m/d. El número de Reynolds será, según la ecuación 5.39:

=

N RE

V0

v

d=

186,8x0,06 = 114 86.400x 1,139x to-6

El tiempo de retención en las celdas será, según la ecuación 5.40: 1 12 t=-- = ' =9,2 min V0 0,13 El tiempo de retención en el tanque de sedimentación será: . _ V _ 5 X 2,35 X 3,30 _ t- Q- 0,022x60 - 29 mm

172


s.oom

1 I .30m

.45 m

1.04 m 3.50m

-Figura 5.34 Esquema ejemplo 5.13.

1.51 m

--

.20m

173

SEDIMENTACIÓN

El número de placas planas será, para la figura 5.34: N = L, Sen a + d d+ e

= 5 Sen 60 + 0,06 =63 0,06 + 0,01

5.14 EJEMPLO Para las condiciones siguientes: Carga superficial = 30 m/d Velocidad de flujo = 0,15 m/min = 216 m/d Separación entre conductos = S cm Viscosidad cinemática = 1,0 X 10"6 m 2/s Determinar los tiempos de retención para sedimentadores de tasa alta de: a) Tubos horizontales b) Placas planas horiz, ntales e) Duetos cuadrados :on a = 40°. Solución: a) Para tubos horizontales, ción 5.36:

a = O; Se = 4/3. Por lo tanto, según la ecua-

L =Se v 0 = 4x0,15x1.440 = 9 60 e: vsc 3x 30 ' Según la ecuación 5.33: L'

= o' 058 NRE = o,058

Vo

V

d

L' = 0,058x0,15x0,05 =l,2S 60 X 1,0 X 10"6

L' < Le

174


Según la ecuación 5.37, para tener una longitud relativa efectiva de sedimentación igual a 9,6 se requiere: L Como L =

= Le + L'

= 9,6

+

7,2S

= 16,85

l! d, la longitud del sedimentador de alta tasa deberá ser: l = Ld

= 16,85 x S = 84 cm

El tiempo de retención será: 0,84 . t = O,lS = 5,6 mmutos b) Para placas planas horizontales, la ecuación 5.36:

e=

O; Se

= 1,0; por lo tanto, según

L =se: V o= 1 x0,15 X 1.440 = 7 20 e: vsc 30 )

L' > Le; por lo tanto, según la ecuación 5.38:

L = 2Lc l

= 14,4 x S = 72 cm

0,72 t= , 0 15

e) Para duetos cuadrados con L =Se: v 0 - v.c Sen e v,c Cose

= 14,4

.

= 4,8 mmutos

e = 40°, Se =

11/8:

e= (11 18)(0,15) (1.440)- 30 Sen 40 =12 30 Cos 40

L'
= 12 + 7,25 = 19,25

L = 19,25 x S

= 96 cm

175

SEDIMENTACIÓN

t=

0,96 . =6,4 mmutos 015

'

Utilizando como alternativa la ecuación de Schulze se tiene: a)

L' =O 013 NRE

=0,013 v

'

d =0,013x0,15x0,05 60xl,O xto-6

0

v

1,63

Le= 9,6

L = 9,6 + 1,63

l

= 11,23

= Ld = 11,23 x 5 = 56 cm 0,56

t

= O,l 5 =

. 3,7 mmutos

b)

Le= L'

7,20

= 1,63

= 7,20 + 1,63 = 8,83 l = 8,83 x 5 = 44 cm

L

t=

0,44 0,15

. = 2,9 mmutos

e)

Le= 12

= 1,63 + 1,63 = 13,63

L' L

= 12

l

= 13,63 X 5 = 68 cm 0,68

t

.

= O,lS = 4,5 mm

Como puede deducirse, con la ecuación de Schulze se obtiene un diseño más económico.

176


5.15 EJEMPLO Se quiere duplicar la capacidad de sedimentación de una planta que trata 116 L/s (10.000 m3/d) con dos sedimentadores de flujo horizontal convencionales, manteniendo las mismas condiciones de sedimentación. Cada sedimentador tiene 24 m de largo, 8 m de ancho y 3 m de profundidad. Para tal propósito, se colocan placas de 1,2 m x 2,4 m x 0,01 m.

Calcular: a) Carga superficial actual b) Área de sedimentación de tasa alta e) Número de placas requeridas d) Carga superficial para zona de sedimentación de tasa alta e) Tiempo de retención en el tanque de sedimentación f) Velocidad promedio de flujo en el sedimentador

Solución:

a) Carga superficial actual:

es =

10.000 2x24x8

26 o 3¡ 2 d m m·

= '

En tanqueS de sedimentación Convencional

Vse

= CS = 26 m/ d

b) Área de sedimentación de tasa alta: de acuerdo con la ecuación 5.32, la velocidad crítica de sedimentación est á dada por:

se

V se

Vo

= ~S-en---,::9-+..!:'""'L~c=-o-s-e=-

(5.32)

La velocidad promedio de flujo en el sedimentador de tasa alta será: V=

o

Q

A Sen 9

177

SEDIMENTACIÓN

Figura 5.35 Dimensiones sedimentador de placas paralelas.

Por lo tanto, según la ecuación 5.32:

=

V

se

Se Q

A Sen 9 (Sen q

A= vsc

+ L Cos 9)

SCQ Sen 9 (Sen 9+ L Cos 9)

Para : 9 = 60°; Se = 1.0; d = 6 cm L=.!_= 120 =20 d 6 A=

lxlO.OOO

26 x Sen 60 (Sen 60

+ 20 Cos 60)

= 4 lm 2

Como el ancho de cada sedimentador es de 8 m, para tres filas de placas de 2,40 m de longitud, la longitud de sedimentación acelerada es: 41

Ls = 2,4x3 =5,7 m

178

PorABIUZACióN DEL AGUA

Se adopta una longitud de sedimentación acelerada de 6,0 m al final de cada tanque de sedimentación existente.

e) El número de placas N será (ver figura 5.34):

d e Ls =Sen e (n- 1)+N Sen e N= Ls Sen e+ d d+e

N=

6,0 Sen 60 + 0,06 0,0 6 +0,0 1

= 75 p 1acas por

fil d a e 2.4 m

Como en cada sedimentador caben 3 filas de placas:

N

= 75 x 3 x 2 = 450 placas

Para la zona de sedimentación de tasa alta: V

o

= A Sen Q = lO.OOO a 8 X 6 Sen 60

= vo d =

N RE

V

- 241 m/d - O 17m/m; ... - ,

&.U

241x0,06 = 147 86.400 X 1,139 X 10- 6

El tiempo de retención en el sedimentador de tasa alta:

l 1,20 . t=-=--=7 mm V0 0,17 d) La carga superficial para el área de sedimentación de tasa alta: 000 es= QA = 108x6 · = 208 m/d e) El tiempo de retención en el tanque de sedimentación: _ 24x8x3x24x60 _ . tlO.OOO - 83 mmutos

179

SEDIMENTACIÓN

f) La velocidad promedio del flujo en el tanque de sedimentación: 10.000 9 1 . 1 = 0,2 m mm= 0,48 cm s v= x x1. 8 3 440 El diseño anterior se verifica así: Se calcula la longitud relativa para la región de transición por la ecuación de Schulze: L'

= 0,013 NRE

L' = 0,013

X

147

(5.34)

= 1,91

L' < L Le= L- L'

= 20- 1,91 = 18,09

De acuerdo con la ecuación 5.36:

V

tx241 Sen 60 + 18,09 Cos 60

=-:::;------:-~-:-::-=:--::=:~~

se

v.c = 24 m/d < 26 m/d Por lo tanto, el diseño es aceptable y mantiene las mismas condiciones de sedimentación.

5.16 EJEMPLO Los datos experimentales de un ensayo de sedimentación en columna, para una suspensión de partículas floculentas, se incluyen en el cuadro 5.9.

180

POTABJLIZACióN DEL AGUA

Cuadro s.e Datos ensayo de sedimentación ejemplo 5.16 Tiempo m ln.

% Remoción de sólidos 12m

06 m

15

31 46

20 40 60 90

22 31 42

63 71 73 75

120

18m

15 24 35 45 55 65

60 61 67

Determinar la remoción total de sólidos si el tiempo de retención es de 60 minutos y la profundidad 1,8 m. Solución: Se dibujan las trayectorias de sedimentación para la suspensión floculenta como se indica en la figura 5.36. Se determina el porce 1taje de remoción por la ecuación del ejemplo 5.8:

Para las curvas de la figura 5.36 los cálculos son los del cuadro 5.1 O. Cuadro 5.10 Cálculos para el ejemplo 5.16 t.hn )(

Rn

+ Rn+1 2

hs 0,2

100 + 75

1,8

2

0,3

75+65

1,8

2

0,4 -1,8

65+55

0,9

· -2 -

1,8

2

55+45

=

% Remocfón

9,72 11,67 13,33 25,00 59,72

181

SEDIMENTACIÓN

75

E

~i5 z

~

67

65

o

60

15 20

120

90

TIEMPO, MINUTOS

Figura 5.36 Trayectorias de sedimentación. Ejemplo 5.16.

La remoción total es del 59,7% La remoción anterior corresponde a una carga superficial de: 1,8 X 1.440

60

= 43 2

3/

2d

' m m.

y a un tiempo de sedimentación de 60 minutos. Para diseño del sedi-

mentador, con un factor de seguridad de 1,5 se tomaría una carga superficial de diseño de 28 m/d y un tiempo de retención de 1,5 horas.

5.17 EJEMPLO Se ha hecho un análisis de sedimentación para una suspensión de partículas de arena. Los siguientes son los resultados de las muestras tomadas a una profundidad de 1,5 m. Tiempo de sedimentación, min

0,5

1,0

2,5

5,0

6,8

10,0

Fracción en peso remanente

0,55

0,46

0,35

0,21

O, 11

0,03

182


Determinar la remoción total, para una carga superficial de 4.000 m 3/m 2 .d. Solución: -

Se calculan las velocidades de sedimentación:

Up, m/min:

3,0

1,5

0,60

0,30

0,22

0,15

Se elabora un gráfico de la fracción de partículas remanentes contra la velocidad de asentamiento, figura 5.37. Se calcula la velocidad de sedimentación U o de las partículas que serán removidas completamente cuando la tasa de clarificación sea de 4.000 m 3/m 2.d. U0

= 4.000 m/d = 2,78 m/min

De la curva se obtiene que 0,54 de las partículas en la suspensión tienen una velocidad menor que 2,78 m/min. La fracción de dichas partículas que serán removidas se determina por integración gráfica del segundo término de la ecuación 5.15, entre los límites X=O y X = 0,54, indicada por los rectángulos en la figura 5.37 y en la tabulación hecha en el cuadro 5.11. Cuadro 5.11 Cálculos para el ejemplo 5.17

dx

Up

Up . dx

0,025

0,10

0,0025

0,025

0,15

0,0038

0,050

0,20

0,0100

0,075

0,25

0,0188

0,075

0,34

0 ,0255

0,050

0,040

0,0200

0,050

0,53

0,0265

0,050

0,72

0,0360

0,050

1,10

0,0550

0,050

1,65

0,0825

0,040

2,40

0,0960

SUMA

0,3766

183

SEDIMENTACIÓN

0.4 w

!z w ~

:E

0,3

w

a:

~

8 <(

a:

0,2

u.

o

0,5

1,0

1,5

2,0

2.5

3

VELOCIDAD DE SEDIMENTACIÓN, mfmin

Figura 5.37 Curva de velocidad de sedimentación. Ejemplo 5.15.

La fracción total removida será, según la ecuación 5.15: 1

XT=(l-X 0 )+u

XT

J.xo UPdx

o o

=(1-0,54)+ 2,178 x0,3766 =0,60

Por lo tanto un 60% de las partículas serán removidas.

5.18 EJEMPLO Para un caudal de 10.000 m3/d, aproximadamente 116l/s, determinar las características principales del sedimentador de placas planas, suponiendo carga superficial de 180 m/d, placas planas de 2,40 m x 1,20 m x 0,006 m separadas cada 0,06 m e instaladas con un ángulo de inclinación de 60° con

184

PoTABIUZACIÓN DEL AruA

la horizontal, ancho del sedimentador de 4,8 m, viscosidad cinemática 1,17 x 10-6 m2/s. Solución: El área de sedimentación acelerada, A es:

A =

Q = 10.000 = 55 56

es

180

'

2

m

La longitud del área de sedimentación acelerada, de 4,8 m de ancho, es:

Ls, para un tanque

L '--¡;--4,8-A- 55•56 - 11,57 m La velocidad de flujo en los sedimentadores de placas, vo, es:

Q v = o A Sen

_

lO.OOOxlOO

_

e - 86.400 X 55,56 Sen 60 - 024 ,

cm/s

El rendimiento es inversamente proporcional al número de Reynolds y se deben utilizar NRE < 500:

N

= v 0 d= 0,24x1o- 2 x0,06 = 123 R.E 'Y 1,17 X 10-6

La longitud relativa de sedimentación es:

l

120

L = - = - = 20 d 6 La longitud relativa de la región de transición, según la ecuación 5.34:

L'

= 0,013 NRE = 0,013 X

123

= 1,6

Como L' < L, la longitud relativa corregida de sedimentación, según la ecuación 5.37, es:

Le

= L- L' = 20- 1,6 = 18,4

185

SEDIMENTACIÓN

De acuerdo con la ecuación 5.36, la velocidad crítica de sedimentación es: 1x180 vsc =Sen 60+18,4 Cos 60 = 17•9 m/d El valor anterior es ampliamente apropiado para el flóculo de alumbre o de hierro. El tiempo de retención, según la ecuación 5.40:

l 120 . t = - = - - = 500 s = 8,3 mm vo 0,24 El número de placas N, por módulo o fila de 2,4 m de ancho, es según la figura 5.38 o 5.34:

Fftura 5 .38 Esquema sedlmentador de placas paralelas.

(5.46-)

N= L,Sen 9 + d d+e _11,57Sen60+0,06_ N0,06 + 0,006 - 153 p 1acas

(5.47)

186


Las placas se soportan por vigas de concreto longitudinales, apoyadas en columnas o en vigas transversales. 14,00 m 11,57 m

1

11

3,0 m

0,5 ~

1,0~

12,00 m

Figura 5.39 Esquema del ejemplo 5.18.

5.19 EJEMPLO

Para un caudal de 10.000 m 3 / d, aproximadamente 116 L/s, determinar las características principales del sedimentador de flujo horizontal convencional, suponiendo carga superficial de 20 m/d para un flóculo de alumbre, tiempo de retención de 2 horas y relación longitud/ancho = 3/1. Solución:

El volumen de sedimentación es: V=Q t= 10.000x2

24

= 833 m 3

El área superficial es: A

=Q

es

= 10.000 = 500

20

m

2

187

SEDIMENTACIÓN

Para un tanque rectangular, relación longitud/ancho == 3/1, se tiene: ancho =

(3500)~ = 13 m

500 . d= 1ongttu = 38 S m 13

'

La profundidad del agua es:

833 P = 13x 38,5 == 1•66 m La profundidad del tanque es: Profundidad tanque = prof. del agua Profundidad del tanque = 1,66

+ borde libre + altura de lodos

+ 0,34 + 0,50 = 2,50 m

La velocidad de flujo es: v=

10.000x 100 _ x x , = 0,54 cm/s < 1,5 cm/s 86 400 13 1 66

La unidad de entrada se supone constituida por una pantalla permea-

ble, con orificios cuadrados. El área de flujo para una velocidad de paso de 15 cm/ses: 10.000 2 2 área= 86.400 x0, 1S = 0,77 m = 7.716 cm Con orificios cuadrados de 1O x 1O cm se requiere un total de 77 orificios. La longitud del vertedero de salida, para una carga típica de rebose para flóculo de alumbre (ver cuadro 5.8) de 2 Us.m es, por lo menos: Longitud ==

10.000 X 1.000 86.400 x 2 = 57,9 m

188


13,0 m

l' 38..5m

18,0m

[. . . . . . . . . . . . . . . . . . ... . ]!::: UUL

f.~m

---------~~~2~%~---------Figura 5.40 Esquema del ejemplo 5.19.

5.20 EJEMPLO Una suspensión de partículas discretas, con la distribución granulométrica indicada a continuación, es sedimentada en un tanque con una carga superficial de 30 m/d. Tamai'lo partlculas, mm

0,10

0,08

0,07

0,06

0,04

0,02

0,01

Fracción, en masa, del tamal'\o más grande

0,10

0,15

0,40

0,70

0,90

0,99

1,00

La densidad relativa de las partículas es 1,2 y la viscosidad del agua 1,03 x 10"3 Pa.s Determinar: Usando la ley de Stokes para calcular las velocidades de sedimentación y la metodología del problema de sedimentación tipo I, el porcentaje de remoción total de partículas.

189

SEDIMENTACióN

Solución: 1. Se calculan las velocidades de sedimentación por la ley de Stokes; ecuación 5.7

U= g(Ss -1) D 18y

2

=9,8 (1,2 -1) D 2 =105.717 D2 18x1,03x10·6

2. Se calculan los números de Reynolds por la expresión 5.3:

3 NRE =UD = 105.717 D =1 0264 x 1011 D3 'Y l,03x10·6 ' 3. Los resultados son los siguientes: Fracción remanente

0,90

0,85

0,60

0,30

O, 10

0,01

0,00

1,06

0,68 0,05

0,52 0,04

0,38 0,02

O, 17 0.01

0,04 0,001

0,01 0,0001

0,10

Como puede observarse, el cálculo de las velocidades es válido porque todos los valores del NRE son menores de 0,5. 4. Se construye en la figura 5.41 el gráfico de velocidad de sedimentación: 1,0

o.t 0.8

t "

0.7

o.e

f o.s

j

0,4

0,3

O

~

~

U

U

M

~

u.-.-

U

~

U

U

Figura 5.41 Gráfico de velocidad de sedimentación para el ejemplo 5.20.

190


De la curva se obtiene que 0,27 de Jas partículas en La suspensión tienen velocidad de asentamiento menor de 30 m/d, 0,35 mm/s. La fracción removida de dichas partículas se determina por integración gráfica del segundo término de la ecuación 5.15, entre los límites X = O y X= 0,26, indicada por los rectángulos de la figura 5.41 y en la tabulación del cuadro 5.12. Cuadro 5.12 Cálculos para el problema 5.20

dX

u

U.dX

0,025

0,05

0,0013

0,025

0,10

0,0025

0,03

0,15

0,0045

0,04

0,20

0,008

0,03

0,25

0,0075

0,05

0,30

0,015

0,07

0,35

Sumatoria

0,025 0,063

5. La fracción total removida, XT, será, según la ecuación 5.15:

X T -- (1-o, 27) + 0,063 0, S X 0,9 1 -=91 0/ to 3

-> -~-:':

;.

Filtración

1primer filtro de arena se inventó en Escocia en 1804. En 1829la Compañía del río Támesis, en Londres, emprendió la construcción de filtros lentos de arena y, en 1892, se demostró su eficiencia para control biológico con ocasión de la epidemia de cólera ocurrida en Hamburgo. La producción de agua clara y cristalina es prerrequisito para el suministro de agua segura y requiere de la filtración. Aunque cerca del 90% de la turbiedad y el color son removidos por la coagulación y la sedimentación, una cierta cantidad de flóculo pasa al tanque de sedimentación y requiere su remoción. Por ello, para lograr la clarificación final se usa la filtración a través de medios porosos; generalmente dichos medios son arena o arena y antracita. En la planta de purificación la filtración remueve el material suspendido, medido en la práctica como turbiedad, compuesto de flóculo, suelo, metales oxidados y microorganismos. La remoción de microorganismos es de gran importancia puesto que muchos de ellos son extremadamente resistentes a la desinfección y, sin embargo, son removibles mediante filtración. Lo anterior indica por qué en la práctica se considera que el propósito principal de la filtración es remover turbiedad e impedir la interferencia de la turbiedad con la desinfección, al proveer protección a los microorganismos de la acción del desinfectante.

[3

6.1 MECANISMO DE REMOCIÓN Generalmente se piensa de los filtros como de un tamiz o microcriba que atrapa el material suspendido entre los granos del medio filtrante. Sin embargo, la acción de colar, cribar o tamizar el agua es la menos importante en el proceso de filtración, puesto que la mayoría de las partículas sus-

194


pendidas pueden pasar fácilmente a través de los espacios existentes entre los granos del medio filtrante. El mecanismo por el cual un filtro retiene y remueve el material suspendido ha sido explicado de distintas maneras por diferentes autores. Posiblemente el fenómeno es el resultado de la acción conjunta de diferentes acciones físicas, químicas y biológicas ocurrentes en el filtro con mayor o menor intensidad según el tipo de filtro y la calidad del agua filtrada. Tchobanoglous (32) resume los mecanismos de remoción de partículas y las variables principales en el diseño de filtros como se indica en los cuadros 6.1 y 6.2. Como puede observarse, la filtración depende de una combinación compleja de mecanismos físicos y químico~; en aguas de consumo la adsorción juega el papel más importante (49) ya que a medida que el agua pasa a través del lecho del filtro las partículas suspendidas hacen contacto y son adsorbidas sobre la superficie de los granos del medio o sobre material previamente depositado. Las fuerzas que atraen y retienen las partículas sobre los granos son las mismas que en la coagulación y floculación y, por lo tanto, es muy importante obtener una buena coagulación antes de la filtración. Cuadro 6.1 Variables principales en el diseño de filtros VARIABLE 1. Caracterlsticas del medio filtrante a Tamaño del grano b. Distribución granulométrica c. Forma, densidad y composición del grano d. Carga del medio

2. Poros1dad del lecho filtrante 3. Profundidad del lecho filtrante 4. Tasa de filtración 5. Pérdida de carga disponible 6. Caracterlsticas del afluente a. Concentración de sólidos suspendidos b. Tamaño y distribución del flóculo c. Resistencia del flóculo d. Carga eléctrica del !lo e. Propiedades del fluido

SIGNIFICADO Afecta la eficiencia de remoción de partlculas y el incremento en pérdida de carga.

Determina la cantidad de sólidos que pueden almacenarse en el filtro. Afecta la pérdida de carga y la duración de la carrera. Determina el área requerida y la pérdida de carga. Afecta la calidad del efluente. Variable de disel'\o. Afectan las características de remoción del filtro.

195

FILTRACIÓN

Cuadro 8.2

Mecanismos de remoción en un filtro MECANISMO

DESCRIPCIÓN

1. Cribado a. Mecánico

Partículas más grandes que los poros del medio son retenidas mecánicamente

b. Oportunidad de contacto

Partículas más pequeñas que los poros del medio son retenidas por oportun1dad de contacto

2. Sedimentación

Las partículas se sedimentan sobre el medio filtrante, dentro del filtro.

3. Impacto inercial

Las partículas pesadas no siguen las lineas de corriente.

4. Intercepción

Muchas partículas que se mueven a lo largo de una linea de corriente son removidas cuando entran en contacto con la superficie del medio filtrante.

5. Adhesión

Las partículas floculentas se adhieren a la superfide del medio filtrante. Debido a la fuerza de arrastre del agua, algunas son arrastradas antes de adherirse fuertemente y empujadas más profundamente dentro del filtro. A medida que el lecho se tapona. la fuerza cortante superficial aumenta hasta un lím1te para el cual no hay remoción adicional. Algún matenal se fugará a través del fondo del filtro haciendo aparecer turbiedad en el efluente.

6. Adsorción química

Una vez que una partícula ha entrado en contacto con la superficie del medio filtrante o con otras partículas, la adsorción, tísica y, o, química permite su retención sobre dichas superfides.

a. Enlace b. Interacción química 7 Adsorción fisica

a. Fuerzas electrostáticaS b. Fuerzas electroc1nétícas c. Fuerzas de Vander Waals 8. Floculación

Particulas más grandes capturan partículas más pequeñas y forman partículas aún más grandes.

9 Crecimiento biológico

Reducen el volumen del poro y puede promover la remoción de partículas.

196


6.2 DESCRIPCIÓN DE LA FILTRACIÓN El filtro rápido por gravedad es el tipo de filtro más usado en tratamiento de aguas. La operación de filtración supone dos etapas: filtración y lavado; las dos etapas se identifican en la figura 6.1.

u ..

Nivel durante la filtración Nivel durante ellavado ---ii.f---,

Drenaje Efluente Q~~::::=:=-t=:::;:._~~:--~=-_,L,~-=-_.::J)
Drenaje

POSICIÓN DE LA VÁLVULA VÁLVULA

Filtrando

Lavando

Filtrando a desecho

A. Afluente

Abierta

Cerrada

Abierta

B. Efluente

Abierta

Cerrada

Cerrada

C. Drenaje agua de lavado

Cerrada

Abierta

Cerrada

D. Agua de lavado

Cerrada

Abierta

Cerrada

E. Drenaje agua filtrada

Cerrada

Cerrada

Abierta

Figura 6.1 Esquema Indicativo de la operación de un filtro rápido convencional de arena.

197

FILTRACIÓN

En un filtro rápido convencional, el final de la etapa de filtración o carrera del filtro se alcanza cuando los sólidos suspendidos (turbiedad) en el efluente comienzan a aumentar; cuando la pérdida de carga es tan alta que el filtro ya no produce agua a la tasa deseada, usualmente 2,4 m de pérdida, o cuando la carrera del filtro es de 36 horas o más. Generalmente, cuando una de las condiciones anteriores se presenta, se procede a lavar el filtro para remover el material suspendido acumulado dentro del lecho filtrante y para recuperar su capacidad de filt racjón. Usualmente el lavado se hace invirtiendo el flujo a través del filtro (figura 6.1), aplicando un flujo suficiente de agua para fluidizar el medio filtrante y producir el frote entre los granos del mismo, y desechando el material removido a través de las canaletas de lavado.

6.3 SISTEMAS DE FILTRACIÓN Muchos son los sistemas de filtración propuestos y construidos; sin embargo, se puede hacer una clasificación de acuerdo con la dirección de flujo, el tipo de lecho filtrante, la fuerza impulsora, la tasa de filtración y el método de control de la tasa de filtración.

Dirección de flujo De acuerdo con la dirección de flujo, los filtros pueden ser de flujo hacia abajo, hacia arriba, o de flujo dual, como se esquematiza en la figura 6.2. Canaleta rebose

CD1

Cámara drenaje

®2

Medio filtrante

Malla

para retención

de la arena

Afluente

Criba -Afluente 1.2 a 1.8m

Efluente

Figura 8.2 Tipos de filtros.

Anuente

198

P OTABIUZACIÓN DEL A GUA

Tipo de lecho filtrante Los filtros utilizan generalmente un solo medio, arena o antracita; un medio dual, arena y antracita, o un lecho mezclado: arena, antracita y granate o ilmenita. La figura 6.3 permit e comparar los tres tipos de medios filtrantes comúnmente usados en tratamientos de aguas (49).

Rapido de arena

Med1odual

Medio múltiple

15 -

1 Arena media DA: 2,6

2 Grava

3 Antracita

4Arena fina 0A a 2,6

DA: 1.5 5 Granate DA =4,0

Rgura 6.3 Medios de filtración.

Fuerza Impulsora De acuerdo con la fuerza impulsora utilizada para vencer la resistencia fricciona! ofrecida por el lecho filtrante, los filtros se clasifican como filtros de gravedad o de presión. El filtro por gravedad es el filtro más usado en plantas de purificación de agua. El filtro a presión se ha usado principalmente en la filtración de aguas para piscinas y en pequeñas plantas donde su instalación es ventajosa.

199

fiLTRACIÓN

Tasa de filtración Los primeros filtros usados para tratamiento de agua fueron los filtros lentos, figura 6.4, los cuales utilizan una capa de arena fina de 1 m soportada sobre un lecho de grava de aproximadamente 0,30 m. Estos filtros fueron luego reemplazados por los filtros rápidos, filtros de arena, generalmente con lavado ascensional, con tasas de filtración mucho mayores y, por consiguiente, con requerimientos de área mucho menores. Posteriormente, con el uso de medios filtrantes duales o lechos mezclados, se lograron diseños mucho más económicos en área, al usar tasas de filtración todavía mayores que las de los filtros rápidos convencionales. El cuadro 6.3 resume algunas de las principales características de los filtros por gravedad más utilizados en nuestro medio. Cuadro 6.3 Principales caracterfstícas de filtros Característica

Filtros lentos de arena

Filtros rápidos de arena

Filtros de alta tasa

Tasa de filtración

2·5 (<12 m/d)

120 m/d

180- 480 m/d

Medio

Arena

Arena

Arena y antracita

Distribución del medio

No estratificado

20-60 dfas

Duración carrera

Estratificado: fino a

Estratificado: grueso a

grueso

fino

12-36 horas

12- 36 horas

Inicial: 0,6 m

Inicial: 0,3 m

Inicial: 0,3 m

final: 1,2 m

final: 2,4-3 m

final : 2,4-3 m

Agua de lavado

No usa

2-4% del agua filtrada

6% del agua filtrada

Profundidad del medio

0,6-1,0m

0,60-0,75 m

Pérdida de carga

Antracita 0,4- 0,6 m arena 0,15-0.3 m

Profundidad de grava

0,30 m

0,30-0.45 m

0,30-0.45 m

Drenaje

Tubería perforada

Tubería perforada

Tubería perforada Falsos fondos

Falsos fondos

Método de control La tasa de filtración puede expresarse así (8): ·¡ ., T asa d e f1 trac10n

=

Fuerza impulsora Resistencia del filtro

(6.1)

200


Afluente controlado para mantener nivel constante

Tubo indicador del nivel del agua A - Filtro fuera de operación B - Filtro limpio en operación

D- El filtro requiere limpieza

Arena

Válvula de control manual o automático para descarga constante

t

/

Figura 6.4 Filtro lento de arena.

Nivel de agua

/Agua de lavado

Figura 6.5 Filtro rápido de arena.

201

F ILTRACIÓN

Superficie filtrante Arena Grava Efluente

Múltiple y laterales •A>~•.Q_...."----- Relleno

Muestreo

Figura 6.6 Corte a través de un filtro de presión.

n===========::::::=ft- canaleta de lavado

MEDIO

r-11

Canaleta de lavado

...d.

11

L.-11 Figura 6.7 Esquema de un filtro rápido convencional.

rríl

MQftip!e

1- Lateral

de concreto

202


Canaleta de lavado

- 60- 75 cm Arena

-

Drenaje agua de lavado

Agua filtrada

Figura 8.8 Filtro rápido de arena.

En la ecuación anterior la fuerza impulsora representa la pérdida de presión en el filtro, la cual empuja el agua a través del filtro. Al comenzar la carrera de filtración, el filtro está limpio; la fuerza impulsora requerida es mínima pues sólo se requiere vencer la resistencia del Jecho filtrante limpio y del sistema de drenaje. A medida que se efectúa la filtración, los sólidos suspendidos removidos se acumulan dentro del medio filtrante; la fuerza impulsora debe vencer la resistencia ofrecida por el lecho taponado y el sistema de drenaje. Por lo tanto, si se desea mantener una tasa constante de filtración, la fuerza impulsora debe aumentar proporcionalmente al aumento en la resistencia del filtro; de lo contrario, el caudal a través del filtro declina y la filtración será de tasa declinante. Los principales métodos usados para controlar la tasa de filtración son los siguientes: 1. Pérdida de carga constante, filtración de tasa consta.'lte, figura 6. 9 a. Es el tipo de control que se pretende en los filtros rápidos convencionales con controlador de flujo. El controlador variable mantiene una pérdida de carga constante al abrirse gradualmente a medida que el lecho filtrante se tapona. Al comienzo de la carrera del filtro, éste se halla limpio y tiene

FtLTRACIÓN

203

poca resistencia. Si la fuerza impulsora se aplicara totalmente al filtro, el caudal sería muy grande. Para mantener constante la casa de filtración o un nivel del agua, parte de la fuerza impulsora se consume por una válvula de control de caudal efluente. Al iniciar la carrera la válvula de control está casi cerrada para proveer la resistencia adicional requerida para mantener el caudal o el nivel de agua deseado; a medida que la filtración procede y aumenta la resistencia, la válvula se abre lentamente. Cuando la válvula está abierta completamente se debe terminar la carrera puesto que cualquier incremento en pérdida de carga no puede balancearse con la correspondiente disminución en la oposición del controlador. Como desventajas principales de este sistema de control se señalan los costos altos de capital y operación de los controladores, los daños continuos en dichos aparatos y los requerimientos de mantenimiento. Además, el funcionamiento defectuoso de los controladores causa cambios súbitos en la tasa de filtración lo cual produce deterioro de la calidad del agua filtrada. 2. Pérdida de carga variable, filtración de nivel constante, figura 6. 9 b. Este tipo de filtro requiere el uso de un aditamento hidráulico, sifón, o una válvula de mariposa operada por un flotador, para mantener un nivel constante de agua en el filtro. Se requiere un orificio y otra restricción a la salida del filtro para prevenir las velocidades excesivas de filtración al comienzo de la carrera del filtro. La pérdida de carga en el orificio debe ser igual a la diferencia entre la pérdida de carga en el filtro limpio y el nivel de operación establecido sobre el filtro. 3. I iltración con afluente igualmente distribuido, figura 6.9 c. En estos filtros, el caudal es distribuido por igual mediante un orificio o vertedero de entrada sobre cada filtro. Las ventajas de este sistema son (8, 50): Se obtiene filtración de tasa constante sin controladores de caudal, si el caudal total de la planta permanece constante. Cuando se saca un filtro de servicio para lavado o se reincorpora a servicio después de lavado, el nivel del agua sube o baja gradualmente en los filtros en operación hasta que se obtiene la energía requerida para impulsar el flujo. Por lo tanto, los cambios en la tasa de filtración son muy suaves y no se disturba la operación del filtro ni se daña la calidad del efluente.

204


La pérdida de energía en cada filtro es evidente por simple observa-

ción del nivel del agua en la caja de filtración. Cuando e] agua alcanza un nivel máximo deseado el filtro debe lavarse. El vertedero de control debe quedar a un nivel superior al de la arena para prevenir el desagüe accidental del filtro. De esta manera se elimina la posibilidad de presiones negativas en el filtro y el reconocido problema de entrapamiento de aire debido a los gases que escapan de la solución. Estos filtros tienen como desventaja la de requerir una profundidad mayor para permitir la descarga sobre el vertedero de control; además, la altura del filtro sobre dicho vertedero debe ser suficiente para proveer una energía de filtración adecuada. 4. Pérdida de carga variable, nivel variable, tasa declinante con vertedero

de control, figura 6.9 d. El esquema corresponde al tipo de filtro recomendado por Cleasby y Baumann (8, 50). El afluente entra al filtro por debajo del nivel de la canaleta de lavado. Cuando el nivel del agua en los filtros es inferior al nivel de la canaleta de lavado, la instalación opera como la de afluente igualmente distribuido. Cuando el nivel del agua es superior al nivel de la canaleta de lavado la instalación es de tasa declinante. En general, el nivel del agua sólo estará por debajo de la canaleta de lavado cuando se laven todos los filtros en secuencia rápida o cuando la planta haya sido sacada de servicio y se haya suspendido el afluente. En la mayoría de los casos, la pérdida de energía en la tubería, el medio y el drenaje, será del orden de O, 9 a 1,2 m y mantendrá el nivel mínimo del agua por encima de la canaleta de lavado. El nivel del agua es, esencialmente, el mismo en todos los filtros, para lo cual se provee una tubería o canal afluente común a todos ellos, con pérdida de carga despreciable, o sea sin restricciones de entrada. La tubería, o canal y válvula afluente, deberá ser capaz de entregar el caudal que cada filtro pueda tomar en cualquier momento. Se recomienda colocar un orificio o válvula sobre la tubería efluente para prevenir las altas tasas de filtración que ocurrirían cuando el filtro está limpio; dicho orificio se calcula para que no deje pasar un caudal mayor del promedio deseado. Cada filtro acepta, en cualquier momento, la proporción del caudal total que el nivel común del agua sobre todos los filtros le permite manejar. A medida que la filtración procede, el flujo a través del filtro más sucio tiende a disminuir más rápidamente. Esto hace que el caudal se redistri-

FILTRACIÓN

205

buya automáticamente y los filtros más limpios acepten la capacidad perdida por los filtros más sucios. La redistribución de caudal eleva ligeramente el nivel del agua para proveer la energía adicional necesaria para impulsar en los filtros más limpios el caudal disminuido de los filtros más sucios. El filtro más limpio acepta el mayor incremento de caudal en la redistribución. A medida que el nivel del agua se eleva, se afecta parcialmente el caudal disminuido de los filtros más sucios y, como resultado, el caudal no disminuye tan rápidamente como era de esperarse. La variación de la pérdida de energía en el lecho filtrante debida al taponamiento, h2, de la pérdida debida a la fricción en el lecho limpio y en la tubería de drenaje, h¡, de la cabeza total disponible, hm, del caudal y del nivel del agua en un filtro de tasa declinante, sin restricciones, se presenta en la figura 6.10 (29). Las ventajas señaladas para la operación de filtros en tasa declinante son las siguientes (8, 50): Para aguas que muestran tendencia a deteriorar su calidad al final de la carrera de filtración, los filtros de tasa declinante proveen un efluente mejor que los de tasa constante. Los filtros de tasa declinante requieren menos pérdida de carga que los de tasa constante porque el caudal a través del filtro es menor hacia el final de la carrera de filtración. La pérdida de carga en el drenaje y en la tubería efluente disminuye (es proporcional al cuadrado del caudal) y la disminución soporta un período adicional de carrera, lo cual no es posible con los de tasa constante. De la misma manera, la pérdida de carga a través del lecho taponado disminuye linealmente con el caudal decreciente. Según las referencias mencionadas (8, 50), las razones anteriores indican que el tipo de operación más apropiado para filtros rápidos por gravedad es el de la tasa declinante, a menos que la energía disponible de diseño sea bastante alta, por ejemplo mayor de 3 m, en cuyo caso los filtros de tasa constante o los filtros de presión pueden ser más económicos. En resumen se puede decir que todos los sistemas de control de filtros tienen por objeto minimizar las variaciones bruscas en la tasa de filtración y prevenir las altas velocidades de flujo al inicio de la carrera de los filtros, para impedir las fugas de turbiedad y la consecuente pérdida de calidad en el efluente. Por otra parte, el costo y la dificultad de mantenimiento de los controladores convencionales de tasa de filtración han hecho que se impulse la utilización de filtros de tasa declinante.

206


a) FILTRACIÓN DE TASA CONSTANTE (Con aforador y controlador) máximo

Tanque aguas claras

b) FILTRACIÓN DE NIVEL CONSTANTE (Control del anuente, sensor de mvel y controlador)

Nivel máximo V

e) FILTRACIÓN CON AFLUENTE IGUALMENTE DISTRIBUIDO (8)

__Niv!!_ f!_áxi_!!IO__

¿¡

Caja vertedero

!

Cabeza diSpontble

mimmo -- NIVel ----

Válvula o compuerta anuente para cada filtro

d) FILTRACIÓN DE TASA DECL'I NANTE (8)

Tuberla o canal de agua sedimentada

Pérdida de carga disponible Canaleta de lavado

fl~===~~:Jf'1 Tanque de aguas claras Drena¡e Onficio

Figura 6.9 Sistemas de control de filtros.

:!1 'JJ =< f)

o. z

TANQUE DE DISTRIBUCIÓN DE CAUDALES

NIVEL DEL AGUA

..,._ 1/AlWLA AFLUENTE

FILTRO No 1

.,.__

~

~

FILTRO tio3

FILTRO No. 2

FILTRO tio. 4

SALIDA lAliADO

AISLAMIENTO

Figura 6.9c Filtración con afluente igualmente distribuido.

AISLAMIENTO

~ -..¡

208

P OTABIUZACIÓN DEL AGUA

Pérdida por taponamiento del lecho

®

Pérdida en el lecho limpio y sistema de drenaJe

@

Pérdida total

Tiempo-

Figura 6.10 Variables de un filtro de tasa declinante sin restricciones.

6.4 HIDRÁULICA DE LA FILTRACIÓN Muchas son las ecuaciones utilizadas para determinar la pérdida de carga en un filtro limpio, entre las más conocidas las de Carmen Kozeny, Fair y Hatch, Rose y Hazen. El flujo de agua a través de un filtro, a las tasas empleadas en tratamiento de agua, obedece a la ley de Darcy (ver figura 6.11). v=

k~ L

(6.2)

209

FILTRACIÓN

T

Afluente

h

V

T ...... ... . . . L

. . . . ·. :· .. ·.. :

.

..

. ..

·.. ·...

..

1

j_ tmnliiiii . ·m· ·m·· .m.III :• m · · IIIIIIj

Figura 8.11 Esquema de flujo de un filtro.

donde:

h

L V

k

= =

Pérdida de carga en el lecho, m Profundidad del lecho, m Velocidad superficial, m/s Coeficiente de permeabilidad, m/s

Por lo tanto, la tasa de filtración es directamente proporcional a la cabeza o energía disponible de filtración y a la permeabilidad del lecho, e inversamente proporcional al espesor del medio. Mediante análisis dimensional e investigación experimental Rose estableció una ecuación que permite determinar analíticamente la pérdida de carga por fricción a través de lechos de material granular, granos de arena esféricos de tamaño uniforme, la cual tiene aplicación en el cálculo de pérdida de energía a través de un filtro limpio. La ecuación de Rose es la siguiente (33):

h =1 067 C 0 '

1 L v2 -4

e d g

(6.3)

(6.4)

NRE =

pv d

IJ.

=

vd V

(6.5)

210

PoTABIUZACIÓN DEL AGuA

donde:

h Co e

= = =

L p d

= = = = = = = =

V

g NRE Jl V

Pérdida de carga a través del lecho, m Coeficiente de arrastre Porosidad del lecho (volumen de vacíos/volumen del lecho) Profundidad del lecho, m Densidad del agua, kglm 3 Diámetro característico de los granos, m Velocidad de filtración, m/s Aceleración de la gravedad, m/s 2 Número de Reynolds Viscosidad dinámica, Pa.s Viscosidad cinemática, m2/s

La ecuación 6.3 es de fácil aplicación si se supone un lecho de filtración de tamaño uniforme. Sin embargo, para aplicada a lechos filtrantes estratificados como los de los filtros rápidos, se debe reemplazar adecuadamente el término del diámetro de los granos. Haciendo (33):

= = = = = =

Factor de forma de área superficial Factor de forma de volumen Área superficial real del grano Volumen real del grano Diámetro medido del grano Factor de esfericidad '1' do = Diámetro del grano esférico de volumen equivalente Ao= Área superficial de la esfera de diámetro do

ex ~ A V d

Se tiene: A = ex d2 V= ~d3 (6.6) d

=

211

FILTRACIÓN

Para partículas esféricas de diámetro d: 2

d A -- -1t -- -6 3

V

1t d

d

6

ex

13=6,0 ; d

6V

=-¡;;

Por lo tanto, reemplazando en la ecuación 6.3 se tiene:

-h = 0,178 L

Co .¡ A ___;;;...___ g e4 V

(6.7)

La aplicación de la ecuación 6.7 es directa, excepto por la evaluación del término A/V. Si todos los granos del medio filtrante son de tamaño y forma uniforme, el valor de A/V para un solo grano es el mismo que para el lecho total y se cumple la ecuación 6.6:

ex

V A

d =-.~

Si los granos varían en tamaño, pueden estar empacados homogéneamente dentro del lecho, caso de los filtros lentos, o pueden estar estratificados por tamaño, caso de los filtros rápidos. Suponiendo que las partículas o granos entre tamices adyacentes son de tamaño uniforme, se puede encontrar el valor de la relación A/V en términos de la componente o proporción en peso retenida entre tamices. Para lechos estratificados, filtros rápidos, (6.8)

donde:

P;

d;

= Fracción en peso de partículas de tamaño d; = (d 1d 2) 112, tamaño promedio geométrico de las

aberturas de los dos tamices adyacentes. Co;= Coeficiente de arrastre para los granos de tamaño promedio d;

212


Por lo tanto, la ecuación de Rose para filtros rápidos será: (6.9)

h L

Para lechos empacados homogéneamente, caso de los filtros lentos, (6.10)

Por lo tanto, para filtros lentos la ecuación de Rose será:

-h = o, 178 L

Valores determinados de a.,

~y

Co~ a.~ P¡ -. - kJ 4 ge

~

(6.11)

d¡

'1' se incluyen en el cuadro 6.4 (33)

Cuadro 6.4 Valores aproximados de factores de forma para arena

Angular

~ 0,64

Afilada Erosíonada

Tipo de arena

6.5

cxlj3

'1'

6,9

0,81

0,77

6,2

0,85

0,86

5,7

0,89

Redondeada

0,91

5,5

0,91

Esférica

0,52

6,0

1,00

EJEMPLO

Encontrar la pérdida de carga en el filtro de arena de las características dadas en las 3 primeras columnas del cuadro 6.5. La arena se va a usar en un filtro lento de 0,75 m de lecho y operado a una tasa de 9,3 m/d, así como en un filtro rápido de 0,75 m de lecho operado a una tasa de 116,6 m/d. La arena tiene densidad relativa de 2,65, tamaño efectivo de 0,255 mm, coeficiente de uniformidad de 1,63 y un factor a./~ = 6,0. La porosidad del lecho no estratificado es de 0,394 y la del lecho estratificado 0,414. La temperatura mínima del agua es de 4°C y la viscosidad cinemática 1,568 X 10-6 m2/s (33).

213

FILTRACIÓN

Cuadro 6.5 Cuadro de cálculo para el ejemplo 6.5 Número tamiz

Tamaño promedio d1, cm

Arena retenida P1,%

NRE

2

3

4

14-20

0,100

0,92

20-28

0,070

28-32

Cot

~

Co¡fl

d¡

d¡

S

6

7

0,86

31,S

9,2

289,8

4,71

0,60

44,2

67,3

29747

0,054

14 67

0,46

S6,9

271 ,7

154S9,7

32-35

0,046

17,9

0.40

65,1

389,1

25330,4

3S-42

0,038

17,S

0,33

78,3

460,5

360S7,2

42-48

0,032

19,8

0,28

91,7

618,8

S6744,0

48-60

0,027

1S,4

0,23

110,9

570.4

632S7,4

60-6S

0,023

7, 1

0,20

127,0

308,7

39204,9

65-100

0,018

2.0

0,15

168,1

111,1

18675,9

2806,8

257993,9

1: Dato

4: Ecuación 6.5

2: Dato

5: Ecuación 6.4

3: Dato

6: Columna 3/columna 2

7. Columna S x columna 6

Solución: Para el filtro rápido, de la ecuación 6.9 se obtiene: 11 6,6 ]

2

h = 0,178 [ 86.400

1 1 X 9,8 X (0, l4) 4 X 6,0 X 257.993,9X0,75 =1,31 m 4

Para el filtro lento, de la ecuación 6.1 O se deduce:

A

V

= 6 x 2806,8 = 16840,8 m· 1


d

=6X

1

16840,8

= 3,56 X 10-~ m

214


Según la ecuación 6.5: N

= RE

3,56xto-•x9,3 = x _ 244 10 2 1,568 X 10-6 X 86.400 '

De la ecuación 6.4: Co =

3 24 _2 + +0,34= 1003 1 2' 44 X 10 v2,44X 10 ·Z

Finalmente, aplicando la ecuación de Rose para filtros lentos, ecuación 6.11, se obtiene: 1003 [

9,3 ]

h = 0,178 X ""9,8 X 86.400

2

X

(0,

1 ) 394 4

X

6 X 2806,8 X 0,75 = 0,11 m

Como puede observarse en el ejemplo, el uso de una arena tan fina en un filtro rápido produciría una pérdida de carga excesiva.

6.6 FLUJO A TRAVÉS DE LECHOS EXPANDIDOS Las ecuaciones de Rose sirven para calcular la pérdida de carga a través de un lecho limpio, es decir, un lecho de espacios libres sin obstrucciones. Sin embargo, cuando los lechos son usados para remover el material suspendido del agua, la porosidad del lecho está cambiando continuamente debido a la recolección de las partículas en los vacíos del lecho; la pérdida de carga aumenta con el tiempo y la capacidad de flujo debe ser restablecida periódicamente. La restauración de la capacidad de flujo del lecho se hace mediante remoción de las porciones obstruidas del lecho o mediante arrastre del material acumulado en los vacíos por expansión líquida del lecho. En los filtros lentos la penetración de los sólidos es superficial y la limpieza se hace mediante remoción de la capa superior del medio a intervalos de un mes o unos pocos meses, lavado y reemplazo. En filtros rápidos, los cuales se tapan mucho más rápidamente debido a su cargas hidráulicas más altas, los sólidos penetran profundamente dentro del lecho y la limpieza se hace mediante lavado, en sentido inverso al de flujo, a una tasa aproximadamente igual a 1O veces la tasa de filtración normal.

215

FILTRACIÓN

En los filtros rápidos, el flujo del agua hacia arriba expande el lecho produciendo una condición fluidizada de las partículas, es decir, soportadas por el fluido, en la cual el material acumulado es arrastrado de las partículas por el agua de lavado. El arrastre con aire comprimido antes del lavado hídrico mejora la limpieza y reduce el consumo de agua. La figura 6.12 ilustra el comportamiento de un Jecho poroso bajo la acción del lavado. Una vez que el agua de lavado es admitida en el fondo del filtro, el lecho comienza a expandirse y existe una pérdida de carga inicial. A medida que el lecho se expande, la tasa de incremento de la pérdida de carga disminuye y cuando todo el lecho está justamente fluidizado, es decir, suspendido en el fluido, la pérdida de carga se hace constante. En este punto la fuerza de lavado hacia arriba es equivalente a la fuerza gravitacional, hacia abajo, de las partículas del lecho en el agua. Un incremento adicional en el caudal de lavado aumenta la expansión pero no la pérdida de carga. Una expansión excesiva no es deseable puesto que las partículas serían forzadas a separarse, la acción de frote sería reducida y el consumo de agua de lavado sería mayor. De conformidad con la figura 6.13, la cual muestra un lecho en condiciones de lavado, la expansión es igual a:

Dicha expansión es del orden delS-25% en Inglaterra y hasta de un 50% en los Estados U nidos, generalmente. Cuando un lecho de partículas de tamaño uniforme alcanza el punto de fluidización, el peso efectivo de las partículas, o sea la fuerza gravitacional, está equilibrado por la fuerza hacia arriba del agua; o sea, fuerza hacia arriba del agua

= LS

= peso efectivo del medio

(1-e) (Ps- p)g

(6.12)

h1 = L(l -e) (p, - p)

(6.13)

ilp.S

p

h1

= L(l

-e) (S,- 1)

(6.14)

216

PoTABJUZACIÓN DEL AGuA

Peso del medio en el fluido

Tasa de lavado Figura 6.12 Comportamiento de un lecho filtrante durante el lavado.

-

-----r------------------=-

-~r------------------

Le

L

Lavado-==~ Figura 8.13 Esquema de un filtro sometido a lavado.

lv

-~-

217

FILTRACIÓN

donde: .:lp = Caída de presión por fricción a través del lecho fluidizado, N/m 2 S = Sección transversal del lecho, m 2 L = Profundidad del lecho fijo, m Ps = Densidad de las partículas, kg!m 3 p Densidad del fluido, kg/m 3 e = Porosidad del lecho fijo Ss = Densidad relativa de las partículas g = Aceleración de la gravedad, m/s2 ht = Pérdida de carga por fricción a través del lecho fluidizado, m Teniendo en cuenta que la masa total de partículas permanece constante, tanto en el lecho fijo como en el expandido, se puede encontrar una relación entre las porosidades y las profundidades del lecho fijo y las del expandido:

(6.15)

donde:

Le

= Profundidad del lecho expandido, m ee = Porosidad del lecho expandido

La solución de la ecuación 6.15 para Le depende de la evaluación de ee. Fair y Geyer (33) han encontrado experimentalmente que para la suspensión del medio granular del filtro: V ] 0,22

e = _Jt e

[

V

(6.16)

S

Por lo tanto, para la fluidización del lecho: (6.17)

donde:

Vb

v. e

= = =

Velocidad del agua de lavado, m/ s Velocidad de asentamiento de las partículas del medio, m/s Porosidad del lecho filtrante.

218

PoTABIUZACIÓN DEL AGUA

6.7 LAVADO DE FILTROS El lavado de filtros consiste, convencionalmente, en hacer pasar agua ascensionalmente a través del lecho filtrante, a una velocidad tal que los granos del medio filtrante se muevan a través del flujo ascensional, se froten unos contra otros y se limpien de los depósitos de mugre formados sobre ellos. La velocidad ascesional del agua, 10-14 mm/ s, hace que el lecho filtrante se expanda a un espesor mayor que el del lecho en reposo, en un valor generalmente menor del 40%. Los operadores lavan los filtros cuando la pérdida de energía en ellos alcanza unos 2-3 m, cuando se observa flóculo en el efluente, cuando hay fugas de turbiedad o cuando la carrera de filtración es de 36 horas. El lavado puede consistir en una fluidización simple, con o sin ayuda de lavado superficial; en una fluidización parcial con ayuda de lavado con aire, o en un lavado combinado con agua y aire. La velocidad del agua de lavado debe ser suficiente para arrastrar el material suspendido removido por el filtro, pero no tan alta como para producir arrastre del medio filtrante. Según Kawamura (53), a 20°C, para arena y antracita típicas usadas para filtros, con densidades relativas del orden de 2,65 y 1,55 respectivamente, se tiene: vb > Smm/s Para arena:

V1

= 1OD6o

Para antracita: v, donde:

Vb

v, 0 60

= 4,7 D 60

(6.18) (6.1 9)

= Velocidad ascensional de lavado = Velocidad de arrastre, m/min = Producto del tamaño efectivo por el coeficiente de uniformidad, mm

El lecho filtrante se considera completamente fluidizado cuando la fuerza de fricción ejercida por el agua de lavado excede el peso de las partículas del medio. De acuerdo con la ecuación 6.17, la velocidad de lavado para fluidización del medio se puede tomar como: (6.20)

219

FILTRACIÓN

donde:

=

Velocidad del agua de lavado, m/min Velocidad de asentamiento de las partículas del medio, m/min e = Porosidad del medio, aproximadamente 0,45 para arena y 0,5 para antracita Vb Vr

=

Kawamura (53) demuestra que la limpieza de un medio granular, durante el lavado, es el resultado del esfuerzo de corte producido por el agua de lavado y, principalmente, de la abrasión o frote resultante de los contactos entre las partículas del lecho fluidizado. Dicho autor prueba, además, que la abrasión o frote máximo ocurre cuando la velocidad de lavado es igual al 1O% de la velocidad de arrastre. Por lo tanto: Vb

= 0,1

(6.21)

Vr

O sea que para lavado de arena a 20°C la velocidad apropiada de lavado está dada por: (6.22)

Y para antracita: vb

= 0,47 D 60

(6.23)

Para las ecuaciones 6.22 y 6.23:

= Velocidad apropiada de lavado, m/min D6o = Producto del tamaño efectivo por el coeficiente de uniformidad, o percentil -60 del análisis granulométrico, mm

Vb

Para temperaturas diferentes a 20°C se hace la corrección correspondiente mediante la expresión: V bT donde:

J..lT

J..lT

- l/3

(6.24)

= Viscosidad a la temperatura T, en centipoise

11(cP) VbT Vb2o

= V b20 X

= =

¡t [

~:] x 1000; puesto que 1 cP -

0,001 Pa.s

Velocidad apropiada de lavado a la temperatura T Velocidad apropiada de lavado a 20°C

220

P OTABIUZACIÓN DEL AGUA

La expansión del lecho durante el lavado es otro parámetro usado para medir la efectividad del lavado. Algunos autores como Baylis, citado en la referencia 53, enfatizan la importancia de una expansión del SO% en la arena durante el lavado. Otros consideran razonable una expansión del 40% para lechos de arena y del 25% para lechos de antracita. De la ecuación 6.15 se tiene que la relación de expansión, RE, es igual a: Le-L e __ -e RE=--==-e

L

l-ee

(6.25)

Reemplazando según la ecuación 6.16 y suponiendo que la velocidad de arrastre es por lo menos igual a la velocidad de asentamiento de las partículas se tiene:

RE=

vb Jo,22 -e [ -v, 1- ~ [

0,22

v, ]

Sustituyendo, para el valor óptimo de vb

= 0,1 V

0

ecuación 6.21, se tiene:

(0, 1)0•22 -e RE= 1- (0,1 )o,22

RE= 0,6-e 0,4 Para arena: e

= 0,4- 0,48; con promedio de 0,45 06

0 45 = O 375 = 37 5% ' o4 ' '

RE = ' -

'

Para antracita: e

= 0,45 - 0,54; con valor promedio de 0,50 RE

= 0' 6

0 50 ' 0,4

-

= 0,25 = 25%

(6.26)

221

F ILTRACIÓN

6.8 EJEMPLO Calcular: a) la velocidad de arrastre y b) la velocidad de fluidización en el caso de una arena de filtro con tamaño efectivo de 0,55 mm, coeficiente de uniformidad 1,5 y densidad relativa de 2,65. Suponer porosidad del lecho 0,45.

Solución: a) Según la ecuación 6.18, la velocidad de arrastre sería:

= 10 X 0,55 x 1,5 = 8,25 m/min = 137 mm/ s

Vr

b) Según la ecuación 6.20, para fluidización del medio: vb ~ 8,25(0,4S)~.s

= 0,23 m/min = 3,8 mm/s

Una velocidad de lavado de 8,25 m/min o 137 mm/ s arrastraría el medio del lecho, y una velocidad de 0,23 m/min o 3,8 mm/s lo fluidizaría pero no lo expandiría. Para lavado la velocidad apropiada sería, según la ecuación 6.21: Vb Vb

= =

0,1 V1 0,825 m/ min

= 13,7 mm/ s

6.9 PÉRDIDA DE CARGA MÁXIMA EN LOS FILTROS Convencionalmente los filtros se diseñan para energías disponibles de filtración de 2-3 m. En filtros sin controladores, de tasa declinante, no se proveen cabezas de filtración mayores de 2 m, para no profundizar demasiado el filtro. Kawamura (14) recomienda cabezas disponibles de filtración de 1,8 m, especialmente para filtros de lecho dual, teniendo en cuenta la calidad del efluente y las características de desarrollo de pérdida de carga en el filtro.

6.10 NÚMERO Y TAMAÑO DE LOS FILTROS En plantas pequeñas el número mínimo es generalmente dos y aun uno si existe suficiente almacenamiento de agua tratada para lavado del filtro

222


y para las necesidades de consumo durante la puesta fuera de servicio del filtro. En plantas grandes el número mínimo de filtros es cuatro. El tamaño máximo de cada filtro depende principalmente de la tasa de lavado y de la conveniencia de garantizar una distribución uniforme de agua de lavado, lo cual es más difícil en áreas grandes. T ambién depende del diseño estructural y de la reducción de la capacidad filtrante de la planta, cuando se pone una unidad fuera de servicio para su lavado. En plantas de autolavado, lavado de un filtro con el caudal tratado en los otros, el número mínimo de filtros es de cuatro. Morril y Wallace, en 1934, sugirieron la expresión siguiente para calcular el número de filtros N:

N =0,044 donde:

Q

=

JQ

(6.27)

Caudal de la planta en m 31d

Cleasby (54) demuestra que para un diseño de costo mínimo se deben satisfacer las relaciones siguientes: Para una sola fila de filtros sobre un costado de la galería: L _ NC 1 +2NC 2 (N +1) C 2

w-

(6.28)

Para dos filas de filtros con una galería central: L

NC 1 +4NC 2

w == 2 (N + 2) c2 donde:

L

Longitud óptima del filtro (perpendicular a la galería) Ancho óptimo del filtro (paralelo a la galería) Número de filtros Costo por unidad de longitud de galería de filtros: incluye tubería, placa de piso y placa de techo. N o se incluyen válvulas ni accesorios, puesto que no son función de la longitud de la galería sino del número de filtros. = Costo por unidad de longitud de pared del filtro.

= = N = Ct =

w

c2

(6.29)

223

FILTRACIÓN

Los datos de costos aplicados a las ecuaciones 6.28 y 6.29 indican que la relación óptima de L/W está comprendida entre 3 y 6. Sin embargo, el diseño más común es el de hacer los filtros cuadrados.

6.11 SELECCIÓN DEL MEDIO fiLTRANTE Como lo señala Kawamura (14), la selección de un medio filtrante es determinada por la durabilidad requerida, el grado deseado de purificación, la duración de la carrera del filtro y la facilidad deseable de su lavado. El medio ideal debe poseer un tamaño tal que permita obtener un efluente satisfactorio; debe ser de un material durable, capaz de retener la máxima cantidad de sólidos y ofrecer facilidad para limpiarlo con una cantidad mínima de agua de lavado. En una arena gruesa la permeabilidad es mayor que en una arena fina aunque la porosidad, y el volumen de vacíos, sea igual. Los poros pequeños de la arena fina causan mayor resistencia al flujo, o sea menor permeabilidad. U na arena puede poseer partículas del mismo tamaño, es decir, gradación uniforme; o puede estar constituida por partículas que van desde tamaño fino hasta grueso, gradación no uniforme. La arena de gradación uniforme posee mayor porosidad que una no uniforme, y por ello, mayor permeabilidad. Allen Hazen (1892) definió el tamaño efectivo, TE, como el tamaño de partículas o del grano, en mm, tal que un 10% del material en peso es más pequeño que dicho tamaño. En otras palabras el TE es el tamaño del tamiz, en mm, que permite el paso del 1O% del medio filtrante. El TE corresponde, aproximadamente, al tamaño promedio por conteo y es un parámetro usado para caracterizar medios filtrantes. De la misma manera, Hazen definió el coeficiente de uniformidad, CU, como la relación del tamaño de granos que tiene un 60% más fino que él mismo, al tamaño que tiene un 10% más fino que él mismo. En otras palabras: TE= dto CU

= d 60 = Tamaño partícula del 60% que pasa = d 60 d 10

Tamaño partícula del 1O% que pasa

TE

También puede afirmarse que el CU es la relación entre el tamaño del tamiz que deja pasar el 60%, en peso, del material y su TE. El coeficiente

224

POTABIU ZACIÓN DEL AGUA

de uniformidad representa la pendiente promedio de la curva granulométrica, en la región comprendida entre los tamaños correspondientes al 60% y al 1O% que pasan. Entre más bajo sea su valor, más uniforme será la gradación de la arena y, consecuentemente, entre más alto sea su valor, menos uniforme será la arena. Hazen (1892) demostró que la permeabilidad varía en proporción al cuadrado del tamaño efectivo.

Arena La arena es el medio filtrante más usado, posiblemente por ser el más económico. En filtros rápidos de arena la profundidad del lecho es de 60-70 cm, el TE de 0,45-0,55 mm y el CU de 1,2-1,7 (15). El manual de diseño de plantas de tratamiento de la A WWA (1) señala: la mayoría de los filtros rápidos de arena usan arena con TE de 0,35-0,50 mm, aunque algunos tienen arena con TE de 0,7 mm. El CU es generalmente 1,3-1,7 y la profundidad de 60-75 cm. Una especificación típica de arena para filtros rápidos es la del cuadro 6.6 (22). Cuadro 6.8 Arena tfpíca para filtros rápidos N!! Tamiz

Abertura mm

% Retenido sobre el tamiz Mfnlmo

Máximo

70

0,208

50

0,295

o o

9

40

0,417

40

60

30

0,589

40

20

0,833

60 9

16

1,168

o o

La arena para filtros debe tener una solubilidad en ácido clorhídrico al 40%, en 24 horas, menor del 5%; una densidad relativa mayor de 2,5 y debe ser limpia y bien gradada, según la norma A WWA B 100-53. De acuerdo con Culp (22) el tamaño efectivo de la arena en filtros rápidos varía entre 0,35 y 0,7 mm; un valor típico es el de 0,5 mm. Dicho medio permite tratar aguas con turbiedades de 5-1 O UTJ a tasas hasta de 120 m/d. El coeficiente de uniformidad varía entre 1,3 y 1,7.

225

F ILTRACIÓN

Antracita

Según el estándar D 388-84 de la ASTM (17), se clasifica un carbón como antracítíco cuando tiene carácter no aglomerante y cumple las especificaciones del cuadro 6.7. Cuadro 6.7 Carbones de clase antracítica Grupo 1. Metaantracita 2. Antracita 3. Semiantracita

% Material volátil

s2 > 2 yss > 8 y S 14

En ocasiones se usa carbón de antracita triturado en vez de arena como medio granular filtrante. Según la AWWA, estándar B100-72, la antracita para filtros debe ser limpia, dura, con dureza mayor de 2,7 en la escala de MOHS, de densidad relativa mayor de 1,4, solubilidad en ácido menor dell% y coeficiente de uniformidad menor de 1,7. En filtros de antracita se puede usar un lecho de 60-70 cm con tamaño efectivo de 0,70 mm o mayor (15). Arena • antracita

Teóricamente, el tamaño y el espacio libre de las partículas de un medio filtrante deben variar uniformemente, entre grueso y fino, en la dirección del flujo, a través del filtro, con el objeto de remover en la zona de medio grueso el material más grueso y en la zona de medio fino el material más fino. Así se aprovecha mejor toda la longitud del lecho filtrante, se incrementa la tasa de filtración y se mejora la calidad del efluente. Un filtro de medio dual usa típicamente 60 cm de antracita de 1 mm, sobre 15 cm de arena. Debido a la diferencia de densidades, antracita 1,4 y arena 2,65, la antracita, de tamaño apropiado según el tamai1o de la arena, permanece encima de la arena durante el lavado y permite purificar aguas con turbiedades menores de 15 UTJ a tasas de filtración de 240-300 m/ d (18). En los cuadros 6.8 y 6.9 se muestran granulometrías típicas de carbón y arena para filtros duales (13, 22).

226

POTASILIZACION DEL AGUA

Cuadro 6.8 Granulometría tfpica para un medio dual Tamiz

Abertura mm

%QUE PASA Arena

carbón 4

4,760

99-100

6

3,360

95-100

14

1,410

60-100

16

1,168

30-100

18

1,000

0-50

20

0,833

0-5

30

0,589

70-90

40

0,417

0-10

50

0,295

0-5

96-100

Cuadro 6.9 Filtro típico de medio dual Valor

Característica Intervalo

Tipico

20-60

46

ANTRACITA Profundidad, cm TE, mm

0,8-2,0

1,2

cu

1,4-1 ,8

1,5

Profundidad, cm

25-60

30

TE, mm

0,3-0,8

0,5

cu

1,2-1,6

1,4

120-600

350

ARENA

TASA DE FILTRACIÓN

Para filtros de medio dual, la combinación apropiada de arena y antracita está dada por la ecuación (14): (6.30)

227

f iLTRACIÓN

Donde d 1 y d 2 son los diámetros de partículas con densidades relativas 5 1 y 5 2 respectivamente. Así por ejemplo, si se quiere determinar el tamaño adecuado de la antracita con densidad relativa 1,5, para un flltro dual con arena de tamaño efectivo 0,5 mm y densidad relativa 2,65, se tiene, según la ecuación 6.30: 0,5 d2

=[

1,5 -1,0 2,65 -1,0

]Yl

d2 = 1,11 mm

Por lo tanto, se seleccionaría antracita de tamaño efectivo 1,1 mm. El método anterior da resultados muy similares a los del criterio sugerido por Camp y Hudson de que los granos de antracita deben tener un tamaño aproximadamente igual al doble del de los granos de arena TE carbón

= 2 TE arena

6.12 LECHO DE GRAVA El tamaño y la profundidad de la capa inferior de grava depende del sistema de drenaje usado; asimismo, el tamaño y la profundidad de la capa superior de grava depende del tamaño de la capa inferior de medio fino (arena o antracita) que soporte. El lecho de grava ideal es uno en el cual ésta es casi esférica en forma y existe un incremento uniforme en tamaño desde el techo hasta el fondo. La profundidad del lecho de grava puede variar entre 1S y 60 cm; es usual una profundidad de 45 cm en filtros rápidos. Piedras tan grandes como de 7,5 cm pueden colocarse cerca de los drenajes del filtro pero se prefiere un tamaño máximo de 2,5 cm. La capa del fondo debe extenderse por lo menos 10 cm sobre el punto de salida más alto del agua de lavado proveniente del sistema de drenaje. La grava debe ser dura, redondeada, con una densidad relativa promedio no menor de 2,5. El cuadro 6.1 Opresenta las características de un lecho típico de grava para un sistema de drenaje por tuberías (1 ).

228

POTASIUZACIÓN DEL AGUA

CUadro 6.10 Lecho típico de grava para sistema de drenaje por tuberías

N!! de la capa

Descripción

1

2

3

4

5

10

7,5

7,5

10

10

Pasando

1

3/4

1/2

1/4

1/8

Retenida

3/4

1/2

1/4

1/8

1/1 6

Profundidad de la capa en cm Abertura de la malla cuadrada en pulgadas

6.13 DRENAJES PARA FILTROS La func.!.6'1 más importante del drenaje del filtro es proveer una distribución uniforme del agua de lavado; además sirve para recoger el agua filtrada. Existen diferentes tipos de drenaje: fondo Leopold, fondo Wagner, fondo Wheeler, falso fondo con viguetas prefabricadas, falso fondo Etemit, etc.; la mayoría requiere el uso de grava para soportar el medio fino y mejorar la distribución del agua de lavado. En tales casos se deben seguir las especificaciones del fabricante para su uso. Las figuras 6.14 y 6.1S ilustran dos tipos de drenaje usados para filtros (26) . Comúnmente se usan drenajes de tubería perforada consistentes en un múltiple y varios laterales. Las siguientes son algunas recomendaciones para su diseño: Área total de orificios Área filtrante

= 0,15 a 0,5%

(10)

= 0,2 a 1,5% = 0,2 a 0,33%

(51) (15) (53)

= 0,2 a 0,7%

Área laterales Área de orificios servida Área múltiple Área laterales servida

2a4

(1)

= 1,5 a 3

(1)

=

229

FILTRACIÓN

Los orificios y los laterales se colocan a distancias de 7,5 a 30 cm (1 ). El diámetro de los orificios varía entre 6 y 19 mm. La relación entre la longitud de los laterales y su diámetro = 2"; para laterales de 2m se usa 3", etc. (26). La pérdida de carga en un lateral de diámetro constante, desde la entrada hasta el orificio más alejado, es aproximadamente igual a la pérdida, para todo el caudal, calculada para 1/3 de la longitud total del lateral. Es aconsejable que la velocidad del agua, en el múltiple, no sea mayor de 2,5 m/s y, en los laterales, de 1,8 m/s. Los orificios se colocan por debajo, desplazados 30° con la vertical, con los laterales soportados sobre bloques de concreto de 4 cm de altura, sobre el fondo del filtro (15).

6.14 TUBERÍAS DE LOS FILTROS Las galerías de tuberías de los filtros son innecesarias en plantas de tasa declinante como la que se ilustra en las figuras 6.16 y 6.17. Cuando se diseñan filtros convencionales, con lavado por tanque elevado o bombeo, se provee una galería de tuberías para localizar los tubos, controles, válvulas, bombas y accesorios. Dichas galerías deben ser amplias, bien iluminadas y ventiladas, para facilitar el mantenimiento. Las tuberías de los filtros se diseñan con base en criterios de velocidad como se indica en el cuadro 6.11 (1).

Cuadro 8.11 Velocidades de diseno para tuberías de filtros Tuberia

Velocidad m/s

Afluente

0,3- 1,2

Efluente

0,9- 1,8

Agua de lavado

1,5- 3,0

Drenaje agua de lavado

0,9 - 2,4

Drenaje agua filtrada

1,8- 3,6

230


6.15 HIDRÁULICA DEL SISTEMA DE lAVADO La pérdida de carga durante el lavado se expresa así:

donde:

H = Pérdida total de carga durante el lavado ht = Pérdida de carga a través del lecho expandido h 2 = Pérdida de carga a través del lecho de grava h3 = Pérdida de carga a través del sistema de drenaje h4 = Pérdida de carga en la tubería, válvulas, controlador, etc. h 1 = L (1 -e) (Ss- 1)

(6.14)

Según Dixon: (6.31)

donde:

= Velocidad de lavado, m/min L = Altura del lecho de grava, m h2 = Pérdida de carga, m

Vb

h

_J... vb 3 -

donde:

h3

2g [

2

(6.32)

a~ ]

= =

Pérdida en el sistema de drenaje, m Vb Velocidad de lavado, m/s a = Coeficiente del orificio, generalmente 0,6 ~ = Relación entre el área total de orificios y el área del lecho filtrante, generalmente 0,2-0,7%

h4 =f~·__!_[4A vb]2 2 D 2g

1t D

(6.33)

231

FILTRACIÓN

Principal

3/16" a 3/32" 3/8'

a 3/16"

3/4" a 3/8"

Laterales

PRINCIPAL Y LATERALES

Detalle perforación laterales

Figura 6.14 Drenaje con tuberías perforadas.

99 Oriftctos de 5/32" ~

..... ............... . . . . . .. . . . . ...... ..!'/

•

•

•

...

•

..

•

&.

c.

•

e

•

•

•

•

•

•

•

4

..

c.

•

•

e

..

..

• •

..

•

•

•

•

•

•

...

•

e ., • e

•

e

c. .. -. • •

e

•

•

•

f

to

•

&. ,.

•

•

"

.-

•

e

PLANTA CORTE

Combfnación de

diferentes longitudes de bl~ues para que se acomoden al tamaño

Figura 6.15 Drenaje con fondo Leopold.

232

POTABIUZACJÓN DEL AGUA

....+.

- ...l..

rr

Filtro No. 1

Canal de ínterconexió~

F. No. 2

r-

"' ' ~ ~L ;;:;r

..,¡,

~

lt'

't' Sed1mentador No 3

F No. 3

11

1~

Verte general de re base

¡t

ll

F No. 4

ll

J

Orificio~

JL

JI

r-

r . No 6

F No 5

JI

r-

F. No 7

/

Sechmentador No 2

r--

F. No 8

~

IL L

J J

Sed1mentad.or No 1

w.

!.+.

lrl.

~

'±

'+'

't

'+'

/

Canaleta de lavado Figura 6.16 Planta de filtros con orificio de control.

Compuerta de aforo y control de agua de lavado

Nivel de agua durante la filtración

A Nivel del vertedero general

.......l:'t·--tirt"---H-- Posición

de

ta compuerta

durante el littrado

Figura 6.17 Corte de un filtro con orificio de control.

233

F ILTRACIÓN

donde:

h4 = Pérdida en la tubería, válVl:llas, controlador, etc, m g = Aceleración de la gravedad, m/s 2 f = Factor de fricción L = Longitud equivalente de la tubería de lavado, m D = Diámetro de la tubería, m Á = Área del lecho filtrante, m 2 Vb = Velocidad de lavado, m/s

El cálculo se ilustra en el ejemplo 6.16 (53).

6.16 EJEMPLO Evaluar las pérdidas en el sistema de lavado de un filtro rápido, para una tasa de lavado de 12,5 mm/s. Se supone lecho de arena de 0,7 m de espesor, porosidad 0,48 y densidad relativa 2,65. Se supone lecho de grava de 0,45 m. Se supone un sistema de drenaje con
[J MEDIO

Figura 8 .18 Esquema ejemplo 6.16.

234


Solución: Utilizando las ecuaciones 6.14, 6.31, 6.32 y 6.33 se obtiene: h 1 = L(1- e)(Ss- 1) = 0,7(1- 0,48)(2,65- 1)= 0,60 m h = vbL = 0,0125x60x0,45 =O 11 m 2 3 3 '

1 vb 2 1 [ 0,0125 ]2 h 3 = 2g [ (X. ~ ] = 2 X 9,8 0,6 X 0,006 = 0 •62 m 2

2

h =f!.._!_[4Avb] =002 4 2 D 2g 1tD

250 _ 1_[4x100x0,0125] = 2 72 X 0,75 X 2 X 9,8 1t (0,75) 2 m '

'

H

= 4,05 m

6 .17 CANALETAS DE lAVADO Las canaletas pueden ser de concreto, plástico reforzado, fibra de vidrio u otro material anticorrosivo apropiado; de forma rectangular, trapecial, en V o en U. Se usan en el techo del filtro para igualar la cabeza estática sobre el sistema de drenaje durante el lavado y ayudar así a la distribución uniforme del agua de lavado, recoger el agua de éste a medida que emerge de la arena y conducirla al canal o drenaje de aguas de lavado. Las canaletas deben estar por encima de la superficie del lecho expandido de arena o antracita, para impedir la posible pérdida de medio filtrante durante el lavado. Las canaletas deben tener capacidad suficiente para sacar el caudal máximo de lavado. Las dimensiones de la canaleta de lavado pueden hallarse mediante la ecuación siguiente:

Q donde:

= 1,38 bh 1' 5

Q = Caudal, m3/s b h

= =

Ancho de la canaleta, m Profundidad máxima del agua en la canaleta, m

(6.34)

235

F ILTRACIÓN

Al valor de h se le adiciona un borde libre para prevenir ahogamiento de la canaleta con agua de lavado, generalmente de 5 a 1O cm. El fondo de la canaleta puede ser a nivel o con una ligera pendiente. Algunos autores (15) recomiendan colocar las canaletas a una distancia no mayor de 2 m entre bordes y con los vertederos a una altura igual a la tasa de lavado en cm/min sobre el lecho de arena, es decir 60 a 90 cm sobre el borde superior de la arena. El espaciamiento y la altura de las canaletas también puede definirse con base en las relaciones siguientes (51), de acuerdo con el esquema de la figura 6.19. H0

= Altura de la canaleta sobre el lecho filtrante (0,75L

+ P) < H 0 < (L + P)

S = Espaciamiento entre ejes de las canaletas 1,5 H 0 < S < 2H0

N~•~OOcd• r~~111 !, ~r..--~S

lecho expand~

:l. _ _ -r- _

_i _____ _

__t: Nivel superior del lecho en reposo

L

MEDIO SIN EXPANDIR

l CAPA DE GRAVA

Rgura 6.19 Esquema dimensiones canaletas de lavado.

236


6.1 8 EJEMPLO Determinar la pérdida de energía en un lecho filtrante limpio compuesto de 30 cm de antracita uniforme con un tamaño promedio de 1,6 mm, y de 30 cm de arena uniforme con un tamaño promedio de 0,5 mm, para una tasa de filtración de 160 L/m2 • min. Suponer temperatura de 20°C, porosidad del40%, v = 1,003 x 10-ó m2/s, partículas esféricas. Solución:

1. Se determina el N RE· Como son lechos uniformes esféricos se tiene, según la ecuación 6.5: Para la antracita, NRE = _vd =160 x 10- x 1,6 x toV 60 X 1,003 X 10- 6 3

3

=4 254 '

Para la arena,

N

=160xt0·3 x0,5xl0- 3 RE 60 X 1,003 X 10- 6

=1329 '

2. Los coeficientes de arrastre son, según la ecuación 6.4: Para la antracita,

C0 =

24 3 + ~ +0,34 = 7,436 4 J 254 ..; 4,254

Para la arena,

C0

= 1 24 + 329 ,

3

~

vl,329

+0,34

=21,00

3. Las pérdidas de energía, a través de las capas de antracita y arena, son, según la ecuación 6.3:

237

F ILTRACIÓN

-

Para la antracita,

h

= 0,042 m

h

= 0,381

Para la arena,

m

4. La pérdida de energía total: H

= 0,042 + 0,381 = 0,423 m

6.19 EJEMPLO Una arena con el análisis de las columnas 1 y 2 del cuadro 6.12 es usada en un filtro estratificado de 45 cm de profundidad y porosidad del 41%. Hallar la pérdida de carga, si se filtra agua a 1 0°C, v= 1,3101 x 10' 6 m 2/s, 3 a una tasa de 180 rn /m 2d; el factor cxJ~ es igual a 5,5. CUadro 6,12 Datos para el ejemplo 6.19

N" Tamiz

%RETENIDO

14-20 20-25 25-30 30-35

0,80 4,25 15,02 16,65 18,01 18,25 15,65 9,30 2,02

2

35 40 40 - 50 50 - 60 60 - 70 70 - 100

238


Solución: Los cálculos se incluyen en el cuadro 6.13. Cuadro 6.13

Cálculos para el ejemplo 6.19 No. tamiz

%

Abertura

Retenido

tamiz en mm

di, m

NRE

Co

e D · d-

1

2

3

4

5

6

7

14-20 20-25 25-30 30-35 35-40 40-50 50-60 60-70 70- 100

0,80 4,25 15,02 16,65 18,01 18,25 15,65 9,30 2,07

1,41 0,84 0,71 0,59 0,50 0,42 0,297 0,25 0,21-0,149

1,7 1,2 1,0 0,86 0,73 0,56 0,43 0,37 0,29

19,03 23,08 27,34 31,48 36,73 47,21 60,73 70,14 88,67

P,

1

1,088 0,772 0,646 0,543 0,460 0,354 0,274 0,299 0,177

X X X X X X X X

X

10-3 10-3 10-3 10-3 10-3 10-3 10-3 10-3 10-3

140 1.274 6.318 9.706 14.381 24.617 35.200 28.361 10.197 ¡; 130,194

Columnas 1, 2 y 3 son datos Columna 4 = (d 1 d2) 112 Columna S = según la ecuación 6.5 Columna 6 = según la ecuación 6.4 Columna 7 = columna 6 x columna 2/columna 4 De la ecuación 6. 9 se obtiene: h=O 178(180/86.400)zxo,4S 55 130194=090 ' 9,8x(0,41) 4 X ' x · ' m

6.20 EJEMPLO Un filtro piloto de laboratorio consiste en un tubo de 10 cm de diámetro con un lecho de 90 cm de arena. Suponer v = 1,003 x 10-6 m2/s y arena esférica de diámetro 0,5 mm con porosidad del40%. Determinar la pérdida de carga cuando se filtra agua a una tasa de 140 m/d.

239

FILTRACIÓN

Solución: Para filtro rápido, con medio de tamaño uniforme y esférico, se aplica la ecuación 6.3: 1 L v2 h=l ,067C 0 -x-xe.. d g Según la ecuación 6.4:


= vd =

N RE

V

140 X0,5 X1o-l 86.400 X 1,003 X 1Q- 6

=o 808 '

Por lo tanto,

C0 =

24 3 + r;;o;:::o + 0,34 = 33,38 0 ,808 -v0,808

33,3 8

X --. X

J

2

h = 1,067

X

1 (0,4)"'

h

0,9

3 X

o,s x to-

[ 140 86.400

1 9,8

X -

= 0,67 m = 67 cm

6.21 EJEMPLO Una planta de purificación de agua, con 2 filtros rápidos, tiene una capacidad de tratamiento de 8.400 m 3/d a una tasa de filtración de 120m/d. Determinar la capacidad del tanque elevado para lavado de un filtro, durante 10 minutos, a una tasa de 0,8 m/min., y el diámetro comercial de la tubería de agua de lavado.

Solución: -

Área de un filtro:

240


A= 8000 = 33 2 120x2 m

Capacidad del tanque elevado: V= 33

X

0,8

X

10 =267m3

El área de flujo para la tubería de lavado, con v= 1,5 m/s: a=

267 10x60x 1,5

0,30 m 2

El diámetro de la tubería de lavado:

~=~0,3~x4 =0,62 m ~

= 62 cm= 24"

6.22 EJEMPLO Una planta con 8 filtros de tasa declinante, como los de la figura 6.9 d, tiene las características siguientes: Caudal de diseño = 45.000 m3/d Tasa media de filtración= 240 m/d Tasa máxima de filtración = 408 m/d A la tasa máxima de filtración las pérdidas de energía son: Lecho de arena = 0,80 m Lecho de grava= 0,01 m Sistema de drenaje = 0,20 m

La tubería de salida del efluente de cada filtro al tanque de aguas claras tiene un diámetro de 30 cm y una longitud de 4 m; posee una válvula de mariposa de 30 cm de diámetro, una cruz y un orificio para limitar el flujo. El nivel máximo del agua en el filtro, sobre la cresta del vertedero de salida, es de 2 m.

241

FILTRACIÓN

Los coeficientes de pérdida de energía son: Entrada, K = 0,5 Cruz, K = 0,6 Válvula mariposa, K= 0,2 Salida, K = 1,0 Las pérdidas de energía en los 4 m de tubería son despreciables. Calcular el diámetro que debe tener el orificio para limitar la velocidad de filtración a 408 m/ d, cuando el filtro alcanza su nivel máximo de agua, suponiendo un coeficiente de descarga del orificio igual a 0,61.

Solución:

El caudal, Q, por cada filtro, será:

Q =

45 000 ·8 = 5.625 m 3/d ·filtro

Por lo tanto, para la tasa media de filtración:

'

.

Area del f1ltro =

5.625 2 = 23,44 m 240

El caudal máximo por filtro sería: Qmh

por filtro= 408 x 23,44 = 9.562,5 m 3/d

= 0,1107 m3/s

La velocidad en la tubería efluente, para el caudal máximo, sería: V= Qmáx

A

=

0,1107 X 4 1t (0,3 ) 2

= 1, 57 m/s

La altura de velocidad sería: y2

2

g =0,125 m

La sumatoria de los coeficientes de pérdida de energía es: l:K

= 0,5 + 0,6 +

0,2

+ 1,0 = 2,3

242


La pérdida de energía en accesorios sería:

kv2 2

La pérdida total,

~H,

~H

g = 2,3x 0,125 =0,29 m

sería:

= 0,29 + 0,80 + 0,01 + 0,20 = 1,30 m

La altura de energía disponible, h, la cual debe disipar el orificio: h

=2-

1,3

= 0,7 m

Para el orificio:

A=

El diámetro

<1>

Q

cd.jigh

=

0,1107

0,61

.Jz x9,8 x0,7

=005 '

m2

del orificio será: <1>

=~4x;os =0,25 m

6.23 PROBLEMA Una planta de filtros rápidos debe tratar 23.000 m 3/d, a una tasa de 120 m/ d. El tamaño y el número de unidades de filtración deben ser tales que la tasa de filtración no exceda de 180 m/d, con un filtro fuera de servicio por lavado, ni de 240 m/d, con dos filtros fuera de servicio, uno por lavado, y otro por mantenimiento. La tasa de lavado es de 1m/minuto y el tiempo de lavado 1O minutos. Determinar: a) Número de filtros b) Área de cada filtro e) Volume 1 de agua de lavado para un filtro.

243

RESPUESTAS: a) Número de filtros = 4 b) Área de cada filtro = 48 m 2 3 e) Volumen agua de lavado = 480 m

Cloración

7.1 DOSIFICACIÓN DE CLORO GASEOSO a dosificación del cloro se inicia donde el cilindro se conecta al dorador, o al múltiple de suministro de cloro si se conecta más de un cilindro. El sistema de dosificación termina en d punto en que la solución de cloro se mezcla con el agua que va a ser desinfectada. Los componentes básicos del sistema de dosificación son: Báscula Válvulas y tuberías Clorador Inyector o eyector y difusor

La báscula permite registrar la cantidad de cloro usada en la desinfección y la cantidad remanente en el cilindro. Las válvulas y tuberías, las cuales deben satisfacer los requerimientos del Instituto del Cloro, permiten hacer las conexiones necesarias para conducir el cloro al sitio de dosificación y para regular o suspender el suministro. El dorador puede ser una unidad simple, de montaje directo sobre el cilindro, o un gabinete de piso, que permita medir con exactitud y seguridad el flujo de cloro gaseoso desde el cilindro y entregar las dosis exactas establecidas. El dorador está dotado de reguladores de presión y vacío, accionados por diafragmas y orificios que reducen la presión del cloro gaseoso. La presión reducida permite un flujo uniforme del gas, medido con exactitud por un rotámetro. Además, mantiene un vado en la línea al inyector para propósitos de seguridad. Si se presenta una fuga en la línea de vacío, el aire entrará por la línea de ventilación haciendo que la válvula aliviadora de vacío se cierre y detenga el flujo de cloro gaseoso. Para cambiar la dosis de cloro, el operador ajusta manualmente el control del rotámetro. El inyector o eyector

248

PoTABILIZACIÓN DEL AGUA

es un aditamento tipo Vénruri que hala o arrastra el cloro gaseoso dentro de un flujo corriente de agua de dilución, formando una solución fuerte de cloro en agua. El inyector crea también el vado necesario para operar el dorador. La solución altamente corrosiva de cloro, con pH entre 2 y 4, es transportada al punto de aplicación por tubería de material inoxidable, PVC o similar, donde se distribuye mediante un difusor. El difusor es una o más tuberías cortas, generalmente perforadas, que dispersan uniforme y rápidamente la solución de cloro dentro del caudal de agua a tratar. Existen dos tipos principales de difusores: aquellos usados en tuberías y los usados en canales o tanques abiertos. El difusor usado en tuberías de hasta 0,9 m de diámetro es simplemente un tubo que se introduce hasta el eje de la tubería principal para proveer mezcla completa de la solución de cloro con el agua en una distancia no mayor de 10 diámetros. Las figuras 7.1 y 7.2 muestran dos esquemas típicos de dosificación de cloro gaseoso.

Venwacuin

Volvula reguladora

Conextón de sal•da Ventosa lná~eodorde

Lineado

vaclo----1

dosificación

Evector con vé!Vula de retención - -·

-.=.:i¡::::J

Cloro liquido

Figura 7.1 Sistema de dosificación de cloro tipo vacío.

Cuando la tasa de extracción de cloro gaseoso es mayor de 680 k g/d, 1.500 lb/d (45), se utilizan estaciones de cloración con evaporador. El evaporador es un aparato de calentamiento usado para convertir cloro l;quido en cloro gaseoso. En los casos en que la tasa de extracción de cloro gaseoso excede de los 680 kg/ d, tasa máxima de extracción de cloro gaseoso para un cilindro de tonelada a 21 °C, el cloro se extrae líquido del cilindro y

249

CLORACIÓN

se conecta al evaporador, el cual acelera el cambio de cloro líquido en cloro gaseoso, haciendo posible obtener tasas de hasta 4.400 kg/ d. Para tasas de extracción de hasta 19 kg/ d de cloro se utilizan cilin-dros de 100 a 150 libras, 45 a 68 kg y contrapresiones de agua de 241 kPa a 21"C. Si se extraen tasas mayores de 19 kg/d, la presión en el cilindro caerá muy rápido causando una disminución súbita de la temperatura del cilindro.

Manómetro

Cloro al vacio

Soluc1ón al punto de aplicación

Agua Filtro

Botón para manejar el rotámetro Indicador de presión del cloro en el vacio

Cloro líquido

Figura 7.2 Esquema sistema de dosificación de cloro.

Si la tasa de extracción se mantiene alta se formará escarcha sobre el exterior del cilindro y se reducirá la tasa de extracción porque la temperatura más fría retarda la vaporización del cloro líquido. Para eliminar la escarcha se debe promover circulación de aire alrededor del cilindro, con un ventilador dentro del cuarto de cloración, o simplemente se debe reducir L:t tasa de extracción. En ningún caso se debe aplicar calor directamente al cilindro, puesto que la presión puede aumentar a un punto en que la válvula falla y se produce una fuga seria de cloro. Como lo señala White (5), la hidráulica del flujo de cloro, en el sistema de dosificación, es una consideración importante en plantas grandes, donde es necesario transportarlo por largas distancias y en grandes cantidades.

250


Los principales factores a tener en cuenta en el diseño del sistema de dosificación de cloro se resumen a continuación: La capacidad del dorador debe ser tal que se pueda obtener un residual de cloro libre de por lo menos 2 mg!L en el agua, después de un tiempo de contacto de 30 minutos, para el caudal máximo y la demada máxima de cloro prevista (25). Se debe proveer por lo menos una unidad de reserva que permita garantizar el suministro continuo de la dosis apropiada para desinfección (25). La luz solar no debe alcanzar directamente los cilindros de cloro ( 45). La tasa máxima de extracción de cloro de un cilindro de 68 kg, 150 lb, es aproximadamente de 16 kg/d a temperatura ambiente y descarga a presión atmosférica (45). Para el control de la dosificación de cloro debe proveerse una báscula de plataforma apropiada al tipo y la cantidad de cilindros requeridos. Para minimizar la posibilidad de relicuefacción del cloro gaseoso, la distancia entre el dorador y el cilindro de cloro debe ser tan corta como sea posible y el sistema de suministro de cloro, preferiblemente, debe estar a una temperatura más baja que el dorador (45). La temperatura mínima recomendable para el área de almacenamiento de cloro es de aproximadamente 10°C. Por debajo de esta temperatura el flujo de cloro es crítico y se recomienda aislamiento apropiado de los cilindros. Cuando se requieren más de dos cilindros de cloro de 68 kg, 150 lb, se debe considerar el uso de cilindros de tonelada. Para más de un cilindro de 68 kg se deben usar múltiples de 2, 3, 5o 10 cilindros (45). A temperatura ambiente la tasa máxima de extracción de cloro gaseoso de un cilindro de tonelada es aproximadamente de 180 kg! d. Si la rasa de extracción es mayor de 681 kg/d, 1.500 lb/d, se recomienda la extracción de cloro líquido y el uso de evaporador (45). Todas las tuberías, válvulas y materiales de manejo del cloro deben satisfacer las normas del Instituto del Cloro.

7.2 FLUJO DE CLORO LíQUIDO EN TUBERÍAS El flujo de cloro líquido en estaciones de cloración está restringido a la tubería entre los cilindros y el evaporador. Como el cloro líquido se vaporiza rápidamente ante cualquier cambio súbito de caudal en el sistema,

251

CLORACióN

el análisis del flujo de cloro líquido es diferente al de cualquier otro lrquido. Cuando se presenta un cambio en el caudal, el líquido en el evaporador se vaporiza rápidamente causando una caída súbita de presión en el sistema, debida al cambio en la demanda. El proceso de vaporización se extiende hacia atrás, dentro de la tubería de conducción entre los cilindros y el evaporador, creando bolsas de gas que impiden el flujo del cloro líquido. Dicha vaporización instantánea ocurre en los puntos de pérdida alta por fricción, tales como válvulas de entrada y salida. Una vez que la vaporización se estabiliza en el evaporador, la presión aumenta en él, cesa la vaporización en la tubería y el sistema se equilibra y opera normalmente hasta que se presente otro cambio brusco en el caudal del cloro líquido. Mientras más larga sea la tubería, más tiempo toma el sistema en estabilizarse. En 150m de tubería se requieren de S a 10 minutos, según el cambio de caudal, para iniciar la restauración de la presión normal, y cerca de dos horas para una completa restauración. El fenómeno, además, está relacionado con la temperatura; una tubería de cloro líquido larga, expuesta al sol, estará·más caliente que el cilindro y tenderá a calentar el cloro por encima de su presión de vapor causando vaporización en la tubería. Sin embargo, el flujo del cloro líquido enfriará la tubería y la vaporización cesará cuando nuevamente baje la presión de vapor. Por lo tanto, dependiendo de la temperatura ambiente, de la presión en el cilindro y de la tasa de cambio en el caudal, se observarán muchas combinaciones de fluctuación de presión. Con base en los cambios súbitos de caudal, bajo condiciones diferentes de clima y presión en los cilindros, se recomienda limitar la pérdida de presión en la tubería a un máximo de 0,25 lb/pulg2, 1,72 kPa, cada 30 m, en tuberías de 150 m de longitud o más largas y, a 0,5 lb/pulg2, 3,45 kPa, cada 30m, en tuberías de menos de 150m de longitud. El cuadro 7.1 presenta los diámetros de tubería para flujo de cloro líquido (45). Cuadro 7.1 Diámetro de tubería para flujo de cloro líquido Diámetro, putg.

FLUJO MÁXIMO DE CLORO LiQUIDO EN kg/d Longitud < 150 m

Long.

= 150-450 m

10.896

7.718

21 792

15.254

1,25

45400

32.688

1,5

76.272

52.210

3/4

252


Aunque los caudales del cuadro 7.1 pueden parecer muy grandes para las pérdidas estipuladas y los diámetros señalados, debe anotarse que las velocidades de flujo del cloro líquido son muy bajas, como se observa en los cálculos siguientes: Para tubería de 1", calibre 80, el diámetro interno es de 0,957". Por lo tamo: Área= 7t(0,957 x 0,0254)2 = 4 64 X 10--4 m2 4 ' Para un flujo de 21.792 kg/d o 0,25 kg/s, con cloro líquido a 20°C y densidad de 1.408 kg/m 3 , se tiene: 0,25 e auda= 1 1. =0,00018 408

3

m /s

ve1oc1'da d = 0,00018 O = 0,39 m1s 4,64 X 1 .4

1.7

7.3 FLUJO DE CLORO GASEOSO El cloro gaseoso fluye en las tuberías del evaporador al dorador y del dorador al inyector. En la tubería del dorador al inyector, bajo vacío, debe ponerse especial atención porque la pérdida de presión aceptable es de sólo 1,5" a2" de vacío de Hg, o sea 5,1 a 6,8 kN/m 2 de vacío. El dorador obtiene su energía de operación del inyector; por ello, la pérdida por fricción debe ser mínima. Sin embargo, sobre la tubería a presión entre el evaporador y el dorador se aceptan pérdidas de 10 lb/pulg2 o 69 kPa (45). En el diseño de la tubería de cloro gaseoso se limita la velocidad, para el caudal máximo, a 15 m/s y preferiblemente a 10,5 m/s. En general, para un evaporador y dorador de 8.000 lb/d, 3.632 kg/d, las tuberías, el filtro del cloro y la válvula reguladora de presión son de 1". El evaporador opera a una presión de 85 lb/pulg2, 586 kPa, y a 100°F o 38°C. Para estas condiciones la densidad del gas es de 1,27lb/pie3 o 20,36 kg/m 3 • Por lo tanto para robería de 1", calibre 80:

253

CLORACIÓN

3 632 - 4' 45 m1s · 4 ve1OCI'dad -- 86 . 400 20 . X , 36 X 4, 64X 10 " -

u

La velocidad tolerable anterior existirá entre el evaporador y la válvula reductora de presión. Generalmente la válvula reductora de presión está calibrada para una presión flujo abajo de 40 a 60 lb/pulg2, 276 a 413 kPa. Por lo tanto, para una presión de 40 lb/pulg2, 276 kPa, la temperatura del gas disminuirá unos 25°F, l4°C, y la densidad del cloro gaseoso será de 0,7 lb/pie\ 11,22 kg!m3 • Consecuentemente, 3.632 3 3 Caudal= 86.400 x 11 , 22 = 3,75 10· m /s . 3,75 x to·3 V eloc1dad = = 8,08 m/s 4, 64 X 10 -4 Cuando la velocidad aumenta, la pérdida de presión aumenta, se reduce la densidad del gas y se inicia un aumento adicional de velocidad que, como en un círculo vicioso, aumenta la pérdida de presión, reduce aún más la densidad del gas y complica obviamente el problema. Por las razones anteriores la velocidad del gas se limita a un valor máximo recomendable de 10,5 m/s.

7 .4 FLUJO DE CLORO GASEOSO EN VACiO Bajo estas condiciones fluye el cloro gaseoso entre el dorador y el inyector. Cuando el inyector está localizado cerca del dorador, la pérdida por fricción en la línea en vacío es despreciable. Sin embargo, cuando el inyector está lejos del dorador, se debe verificar que la pérdida máxima de vacío sea de 1,5-2,0 pulgadas de Hg, o sea 5,1-6,8 kN/m 2, para una presión óptima de vacío, según White, de 15" Hg o 51 N/m 2 cualquiera que sea el diámetro de la tubería entre el dorador y el inyector. El cálculo se hace por la fórmula de Darcy-W eisbach:

hr

=

f L v2 d. 2g

(7.1)

254

PoTABIUZACióN oa AGUA

donde:

hr = L = v g f = d =

Pérdida de energía, m Longitud de la tubería, m Velocidad de flujo, m/s Aceleración de la gravedad, m/s 2 Factor de fricción de la fórmula de Darcy-Weisbach Diámetro interno de la tubería, m

Llamando: ~P=

Caída de presión, N/m2 W = Caudal másico, kg/s p = Densidad, kg/m 3 Reemplazando: (7.2)

El valor de f se obtiene del diagrama de Moody según el número de Reynolds. (7.3) _pvd _ 4W N RE - J.! - ndf..l. donde:

1..1.

=

Viscosidad, Ns/m 2 , Pa.s

Por ejemplo, para una tubería de PVC, calibre 80, diámetro de 2,5 pulgadas, diámetro interno de 2,323 pulgadas; con un flujo de cloro gaseoso en vacío de 8.000 lb/d, 3.632 kg/d, suponiendo una temperatura de 20°C, 68°F, condiciones isotérmicas y vacío de 25" -Hg, 85 kN/m 2, se tiene:

Jl. = 0,01325 cP (ver apéndice C) 1..1.

N

= 1,325 x 10"5 Pa.s

= 4W = RE

ndJ.!

86.400 1t

X

4x 3.632 x 68.46 l 2,323 X 0,0254 X 1,325 X 1Q·5

Del diagrama de Moody, figura 7.10: f

= 0,02

255

CLORACION

Para cloro gaseoso en vacío, a 15"-Hg de vacío, 68°F o 20°C, p=0,09lb/pie3 = 1,44 kg/m 3 (45). Por lo tanto, para 30 m de tubería, según la ecuación 7.2: 2

fW L ~ p = 0 •81 ---pd"S =0,8 l 6.P

2[ 3.632 ] X 0,0 86.400

= 834 N/m2 =

2

X

1 30 1,44 X (2,323 X 0,0254)5

0,25" - Hg

Para L =300m

6.P

= 2,5" - Hg

El inyector puede estar localizado a una longitud equivalente de tubería de 300 m desde el dorador y está en capacidad de arrastrar 3.632 kg!d de cloro, con una pérdida de sólo 2,5"-Hg de vacío, usando tubería de PVC de 2,5".

7.5 SISTEMA DE INYECCIÓN El inyector es el corazón del sistema de cloración pues genera la energía que permite al cloro fluir desde el cilindro al dorador y de éste al inyector. En el inyector se forma la solución de cloro que se aplica al agua. Aunque en el pasado se usaron doradores de dosificación directa de cloro gaseoso, en la actualidad se usan convencionalmente los de dosificación en solución con suministro de cloro al vacío en el inyector. Como ventajas del sistema se señalan (45): Es la forma más sencilla de disolver cloro en agua. El cloro es fácil de manejar en solución. La medida en vacío es muy exacta. La operación es más segura. El sistema puede interrumpirse fácilmente. Los inyectores se diseñan para producir presiones de vacío de 25"-Hg, 85 kPa, y limitar la concentración de la solución de cloro a 3.500 mg/L; para evitar presencia de cloro molecular y emanaciones de cloro en el punto de aplicación. El cuadro 7.2 indica las cantidades de agua requeridas para limitar la concentración de la solución a 3.500 mg/L.

256

PoTABtUZACtóN oa

AGuA

Cuadro 7.2 Cantidad mínima de agua requerida en el inyector para diferentes flujos de cloro FLUJO, kg/d

AGUA,L/s

500

1,7

1000

3,3

1500

5,0

2000

6,6

2500

8,3

3000

9,9

3500

11,6

Los inyectores se definen por el diámetro de la garganta. Se consiguen de 1" (garganta fija) y de gargantas ajustables de 211 , 3" y 4". Se instalan en posición vertical. La velocidad del agua a través del inyector produce la energía para arrastrar el cloro al crear el vacío en el clorador. La figura 7.3 ilustra la línea piezométrica entre el inyector y el punto de aplicación en una tubería, donde:

Fa

Pérdida por fricción en la línea de abastecimiento de agua. Ft Presión necesaria de operación, según catálogo del fabricante, para la cantidad de cloro por dosificar. Ft-Fz Caída de presión en el inyector requerida para una operación satisfactoria. F3 = Pérdida por fricción en la línea de dosificación de solución de cloro, entre el inyector y el punto de aplicación. Q = Cantidad de agua requerida por el inyector, según catálogo del fabricante. El caudal de inyección es función de la cantidad de cloro por dosificar, del tamaño del inyector y de la contrapresión o BP. = Contrapresión (backpressure) o presión BP inmediatamente aguas abajo del inyector = F2. =

7.6 EJEMPLO Se supone una instalación de cloración donde el punto de aplicación está 4,3 m más alto que el inyector. La elevacion máxima del agua en el punto

257

CLORACIÓN

Fa

Nivel =0

o Suministro de agua al inyector

Inyector

Vacío 15" - Hg /

--->41

/

Cloro gaseoso del clorador

Rgura 7.3 Hidráulica típica de un inyector.

de aplicación está 5,5 m por encima del inyector. Por lo tanto la contrapresión máxima estática es de 5,5 m. La línea de dosificación de solución de cloro tiene una longitud equivalente de 147m. El sistema de inyección debe tener una capacidad de 2.724 kg!d de cloro. El caudal de suministro al inyector debe ser mínimo 8,8 L/s, pero por seguridad se adopta 9,5 L/s. Para tubería de 4", D = 3,826" en PVC calibre 80, la pérdida en la línea de solución de cloro sería, según la ecuación de Hazen Williams:

h _ 10,7 Q 1•85 L _ 10,7 (0,0095r·85 x147 _ f - CI,ss D4,87 - (130)t,ss (3,826 X 0,0254)4,87 - 2,99

m

Con una pérdida de 1,2 m en el difusor, la contrapresión sería: 3

+ 1,2 + 5,5 = 9,7 m

3,0 m

258


De las curvas del fabricante, para un inyector de 3" y arrastre de 2.724 kg/d, 6.000 lb/d, de cloro, a una contrapresión de 9,7 m, 32 pies, la cantidad de agua requerida es de 9,5 L/s a una presión de 65 lb/pulg2, 448 kPa, a la entrada del inyector. Esta presión y este caudal los proveerá el sistema de alimentación del dosificador o una bomba reforzadora de presión.

3m

1,2m

5,5m

NIVEL= O

9,5Us Suministro de agua al inyector

Cloro gaseoso del clorador

Figura 7.4 Hidráulica del ejemplo 7.6.

7 .7 EJEMPLO

En instalaciones con el punto de aplicación por debajo del inyector, se requiere que la pérdida en la línea de conducción de·la solución de cloro sea tal que provea una contrapresión de aproximadamente 2lb/pulg2, 13,8 k.Pa, 1,4 mH20, justamente aguas abajo del inyector. Se supone un dorador de 2.000 lb/d, 908 kg!d, con un inyector ajustable de 2", el punto

259

CLORACIÓN

de aplicación 7,6 m por debajo del inyector y la superficie del agua 4,6 m por debajo del inyector. Por lo tanto, la presión estática de contrapresión es -4,6 m. La cantidad mínima de agua de suministro al inyector es de SO gpm, 189,3 L/min., pero para prevenir vaporización del cloro, en casos de contrapresión negativa, se aumenta la cantidad de agua en un 15%, o sea que se usarán 65 gpm, 246 L/min, de agua para el inyector. Según las curvas del fabricante, para una contrapresión de 2lb/pulg2 , 13,8 kPa, se requieren 25 lb/pulg2 , 172,3 kPa, para medir 2000 lb/d, 908 kg!d, de cloro (45). Para la línea de solución de cloro: Longitud equivalente= 29,3 m Diámetro = 2"; D = 1,939" Caudal = 246 L/min Pérdida en la línea de conducción, según Hazen Wilüams: 10,7 Q1•85 L 10,7(0,246/60)1•85 x29,3 hf = Cl,ss n•.s7 =(130)J,ss(1,939x0,0254)•·s7 =3,4 m

NIVEL= O

3.4 m

4,6m

2,6 m (" Cloro gaseoso del clorador

Figura 7.5 Hidráulica del ejemplo 7.7.

7,6 m

260


Con un difusor que consuma una energía de 2,6 m, se tiene una pérdida total de 6,0 m. Esta pérdida es suficiente para proveer una contrapresión de 1,4 m, 2 lb/pulg2, en el inyector y prevenir emanaciones de cloro en el difusor.

7.8 DIFUSORES Existen dos tipos básicos de difusores para descargar la solución de cloro en el flujo de agua: los de descarga en tubo lleno y los de descarga en canales o cuerpos de agua abiertos. En tuberías el difusor debe introducir la solución de cloro en el centro del tubo, preferiblemente en sitios donde el número de Reynolds sea mayor de 2.000, para asegurar una buena mezcla. Las figuras 7.6 y 7.7 ilustran el tipo de difusores utilizados en tuberías. Para canales se utilizan generalmente dos tipos: una tubería perforada o una serie de toberas suspendidas de una manguera flexible, como se ilustra en las figuras 7.8 y 7. 9. Los difusores con perforaciones se diseñan generalmente para que cada orificio tome un flujo de 0,06- 0,13 Us, a una velocidad de 3-4,5 m/s.

Figura 7.6 Difusor para tubería de diámetro menor de 24".

261

CLORACIÓN

Brida ciega

Acero - Conexión de entrada - 6"

Figura 7.7 Difusor perforado para tubería de diámetro mayor de 36".

Nivel normal r - - - - - - - - - - - 1 ~--~-Tubería de del agua ---tYF====::;:;:-----¡ solución de cloro

Figura 7.8 Difusor para canal abierto.

3" o 4" PVC

Linea de conducción de solución de cloro

1 1/2"

/Manguera flexible Abrazaderas

Sumergencia > 45 cm

Figura 7.9 Difusor para canal abierto.

Difusor típico para manguera de 1 112•

o!!

~

.. e

•...,

Valores VD'*" agua a 15' C (VeloCidad enmlseg.tO!ametroen an )

~

o

0 .1

o

¡¡;·

01

cs:l

~

09

a.

08

S:

07

Sil
~

':<

0 .1

1

. os .é ~~ ..¡o ,04

:

...oz w

~

a:

u~

4

-t·' =

290

4¡cleclo•

i'C?O

400

40po&¡oo

1000

eooo

11001190

-·(:+- ']J:H

-J!J31tn.~.E~

101

'

~'":

-

~ - ¡,._~.

:-~

--

'-'

20000

~·

40000 !"""

~ •.

•

'- 1- -

.

· -. ~:

+- -

-~

.

f--11-

f--

r-

-

• .,.. .

--

- 1-

1- ·-:-

1-

ACEJIO~ HORI.MGOH

0011

·0·1

003

· Ol

00113 ' 00111

fUCliCIDH

·-

009 ,008

O OOOIS

2(1o"l 3

4 56 78 10'

o

w

~

~UJ

a: o ~

g ~

. 1--

::....,_

r-r-0

o1

IT

~"1--+-HJ-HHHlff-H+l-1 103

-

H-i+t-t-t-ft~~~-14.1=--f=f=i==t=ttttttifHi+-t-t-i~##1~#==l.oo02

~~~ ~::: =~o • ..,..

TUe0 EST1RAOO

002

.001 .0008 ~ .0004

01

-.

004

.

t-

~

0 tcm 1+-f-L._....L.J~ .u..... J.J...J,...... _..."""''t'~N"''-.t: IWlERA

~

-

c.:.: -

t-

1-

f--

::•

oo& .

-

-

f--

-'

.01

-~

1-- 1--

01

os

03

-

~~

- - .J1

015

.1

_.

~~~~ =

b...f'--

1-

,_::..f-:-

•ooo" 0~r

lOOO

~ 1': ~f~~~~~~1+1~~hP~~~~d·Hr

•-

w

100!

100

04

i-- -

~

02

1

1000 40 60 110100

20

l:- ..

1 • 11

1\

. 03

.025

~~ 10

,

__ _

IJ 1 1~~H11.

- 1--i

w

oo

,

~Ift"~WJ~~~ ...

Rér

o

~ ~ w

~.o.• 1

·r¡. .;···~·-~w- ..~·-:o- ..,"0 -

Oi

04

¡_._._ 1 ....

f::!:; t-

2(10~ 3

4 5 1178 10&

2(1(1"1 3

.0001 .000 OS

~ :.

1-

2110'!3 4 56 7 8 10'

-

7

4 5 8 78 10

UUioiERO DE REYNOI.DS A• •; (V &n m/seg 0 en m V en m21s41g )

~ .ooooi

~(10'.)3-4.__5 6 7 8 1o" ----- .0 00005 -.000001

., ~

i'D E

g ~

~

~

§;

8 Consideraciones generales de opf)ración y mant~nimiento de plantas'!f/e purifléación /ije aguas

8.1 PRINCIPIOS DE OPERACIÓN

ii

oda planta de tratamiento de agua debe estar diseñada para que con una operación adecuada pueda producir continuamente el caudal de diseño y satisfacer las normas de calidad de agua establecidas. Dependiendo de las características propias de cada diseño, cuatro factores principales determinan que una planta posea las condiciones requeridas para una operación y un mantenimiento óptimos. Estos cuatro factores son: Con fiabilidad. Flexibilidad. Mano de obra. Automatización y control.

La confiabilidad es el factor más importante puesto que en el caso de plantas de purificación de agua potable ésta debe satisfacer en todo momento los requerimientos de calidad estipulados. Para ello, todos los equipos y unidades de la planta deben operar satisfactoriamente con caudales mínimos o máximos, así como bajo condiciones extremas de calidad del agua. Por lo tanto, los operadores deben estar en capacidad de responder adecuadamente a los cambios del caudal de agua cruda y a las modificaciones de calidad de la misma. La flexibilidad asegura la producción normal de la planta; la planta debe estar en capacidad de operar continuamente aunque haya uno o más equipos o unidades fuera de servicio por mantenimiento o reparación. Los operadores deben asegurarse de que toda pieza de equipo esencial: bombas, motores, clasificadores de sustancias químicas, válvulas, etc., tenga una unidad de reserva disponible.

266

POTASIUZACtóN DEL AGUA

La mano de obra es esencial en todo programa de operación y mantenimiento. En toda planta de purificación de agua es necesario que el personal de operación tenga capacidad técnica para operar el equipo y las unidades de la planta, así como para adecuar la dosificación de sustancias químicas y el grado de tratamiento a las variaciones de calidad del agua cruda. El grado de automatización y control debe ser tal que provea máxima confiabilidad en la operación de la planta. Por lo tanto, equipos y controles automáticos de difícil operación manual no son recomendables, pues pueden causar más problemas que beneficios en la operación general de la planta.

8.2 PRINCIPIOS DE MANTENIMIENTO El mantenimiento es esencial para una operación óptima de la planta de purificación. En un sistema de purificación de agua, el mantenimiento puede considerarse de dos tipos: Mantenimiento preventivo. Conjunto de actividades, recursos y ayudas programados para identificar o prevenir defectos, reemplazar rutinariamente elementos fungibles, registrar e informar daños mayores en la planta de tratamiento y para conservarla, por lo menos, durante su vida económicamente útil. Mantenimiento correctivo. Conjunto de actividades, recursos y ayudas destinados a reparar defectos y daños mayores para restablecer la producción normal de la planta de tratamiento. Entre los principales factores por considerar para un mantenimiento satisfactorio, se tienen los siguientes:

La responsabilidad del mantenimiento debe estar claramente definida y asignada a personal competente. Los recursos financieros deben estar claramente definidos y asegurada su disponibilidad oportuna. Se debe contar con el tipo y la cantidad de herramientas, repuestos y equipos apropiados para proveer el mantenimiento.

CoNSIDERACioNES GENERALES

267

Todas las actividades de mantenimiento preventivo deben ser planeadas y programadas. Debe existir un sistema de control y registro apropiado de las labores de mantenimiento.

8.3 OBJETIVOS DE LA OPERACIÓN Cuando se habla de la calidad del agua, el objeto de máximo interés no es realmente el agua sino los materiales presentes en ella. Dichos materiales determinan la potabilidad del agua y, por lo tanto, la magnitud del tratamiento requerido. Por ello, los objetivos de la operación de la planta de purificación son básicamente: Proteger la salud de la comunidad. Suministrar un producto estéticamente deseable. Proteger la propiedad del usuario. La protección de la salud pública implica proveer agua segura, carente de organismos patógenos y libre de sustancias tóxicas en concentraciones que puedan constituir riesgos de salud para los consumidores. El suministro de un agua estéticamente deseable supone un agua con un contenido tan bajo como sea posible de color, turbiedad, sólidos suspendidos, libre de olores y sabores y con una temperatura tan fría como las condiciones ambientales lo permitan. La protección de la propiedad del usuario se refiere, en el caso de plantas municipales, a la necesidad de suministrar un agua no corrosiva, ni incrustante y con un grado de calidad tal que permita a los industriales su uso, o tratamiento adicional, con un costo mínimo.

8.4 PARÁMETROS DE CONTROL DE OPERACIÓN El operador de una planta fundamenta la operación de la misma en el mantenimiento de la máxima calidad de su producto. Para ello hace uso, principalmente, de análisis físicos, químicos y bacteriológicos, de conformidad con un programa de muestreo y análisis, cuya frecuencia e intensidad son función de los problemas particulares de calidad de agua de cada planta. En todos los casos debe satisfacer los requerimientos estipulados en el Decreto 2105/83. Mediante registros permanentes de las características eva-

268


luadas, el operador está en capacidad de demostrar la calidad de su producto, tanto a las autoridades encargadas del control sanitario, como a los usuarios del sistema de abastecimiento. Dichos registros son requeridos por muchas industrias para conocer las características del agua suministrada. El contenido de cada catión y anión es valioso para las relaciones con el público y para rebatir críticas infundadas a la operación de la planta. El personal requerido, las facilidades de laboratorio y la habilidad o capacidad técnica del personal de operación, son función del tipo de planta de tratamiento operada. La necesidad de ejercer una supervisión estricta de la operación, las 24 horas del día durante los 7 días de la semana, es función de la variabilidad de la calidad del agua cruda y de los métodos de tratamiento usados. Por ejemplo, una planta para remoción principalmente de turbiedad y color de agua cruda proveniente de un embalse, recibirá un agua de calidad relativamente constante y, por lo tanto, requerirá menos supervisión que una planta de ablandamiento o de remoción de hierro y manganeso que esté tratando aguas crudas de calidad variable. La planta convencional de tratamiento tiene una capacidad de recepción de cargas variables súbitas de contaminación y de caudales, mayor que una planta de filtración directa y, por consiguiente, requiere personal menos especializado. En toda planta de tratamiento, no importa su tamaño, es esencial contar con instalaciones y equipo de laboratorio adecuados. El equipo debe ser suficiente para realizar los análisis requeridos para control continuo y permanente de la operación.

8.5 CONSIDERACIONES BÁSICAS DE LOS PROCESOS DE TRATAMIENTO 8.5.1 Cribado

Los problemas más comunes asociados con el cribado son el taponamiento y la corrosión de las rejillas. Para prevenir estos problemas se requiere limpieza e inspección rutinaria. Las rejillas deben limpiarse tan frecuentemente como sea necesario. La frecuencia depende del tipo de fuente y de las condiciones locales; generalmente la frecuencia será mayor en invierno, cuando las aguas superficiales transportan una cantidad mayor de material suspendido. Las condiciones variables de humedad y secado del material de la rejilla promueven su corrosión; por lo tanto, las rejillas deben inspeccionarse por lo

CONSIDERACIONES GENERALES

269

menos cada mes para detectar signos de corrosión. Cualquier elemento de la rejilla desgastado o corroído, debe reemplazarse rutinariamente, según la conveniencia del operador, sin esperar la falla del elemento. Para control se sugiere mantener un registro permanente que incluya: fecha de inspección, cantidad de material removido de la rejilla, tipo de material removido, partes de reemplazo o repuestos requeridos, fecha y descripción de las labores de mantenimiento ejecutadas. 8.5.2 Aforo

Aunque el aforo no es un proceso de tratamiento, el operador de una planta de tratamiento debe hacer aforos para: Controlar el caudal de cada proceso de tratamiento. Ajustar las dosificaciones de sustancias químicas. Determinar las eficiencias de los equipos de bombeo y los requerimientos de potencia. Calcular tiempos de retención. Controlar el caudal de agua tratada y suministrada. Calcular el costo unitario de tratamiento. En la mayoría de los casos se considera que los registros de caudal deben tener un error menor de12% para prevenir costos adicionales innecesarios de tratamiento. Cualquiera que sea el tipo de medidor usado: por diferencial de presión, de velocidad, magnético, ultrasónico, vertederos, canaletas Parshall, etc., el operador deberá asegurar la adecuada calibración y exactitud de los aparatos de medida. 8.5.3 Coagulación, floculación

En la operación de los procesos de coagulación y floculación existen tres componentes esenciales: Selección de los coagulantes. Aplicación de los coagulantes. Control de la efectividad de los procesos. La selección de los coagulantes y ayudas de coagulación es un programa continuo de evaluación con base, generalmente, en el ensayo de jarras. El operador, con base en las características de temperatura, pH, alcalinidad, turbiedad y color del agua cruda, evalúa mediante el ensayo de jarras

270

POTABiliZACióN DEL AGUA

el tipo de coagulantes por usar y la dosis óptima. La aplicación se efectúa mediante el ajuste manual o automático del sistema de dosificación a la tasa óptima. Finalmente ejecuta el control de la efectividad de los procesos de coagulación y floculación, principalmente a través de la evaluación de: características del flóculo formado, turbiedad del agua sedimentada, frecuencia de lavado de los filtros, filtrabilidad del agua coagulada y floculada y potencial Z. El operador deberá mantener los registros de la calidad del agua cruda, de los coagulantes y de las dosis óptimas, así como de las observaciones pertinentes a los procesos de coagulación y floculación. La experiencia previa, especialmente en aguas superficiales de calidad variable, es muy valiosa y útil para el operador cuando tenga que enfrentar situaciones similares de tratamiento. El ajuste, la calibración y el control regular de los dosificadores son esenciales para asegurar la dosis óptima de los coagulantes. En general, una vez establecida la operación permanente de la planta, se deben comparar las dosis aplicadas con las del ensayo de jarras y ajustarlas a la producción de una calidad óptima de agua. Los dosificado res se deben calibrar mediante medidas de la cantidad dispensada, en períodos fijos, por peso o por volumen y no solamente con base en curvas de calibración suministradas por los fabricantes. Cuando se dosifica cal, para ajuste de pH o ablandamiento, se produce precipitado de carbonato de calcio que puede adherirse a las paredes de la tubería o del canal y obstruir el flujo; por lo tanto, debe hacerse una inspección rutinaria y la limpieza necesaria. En todas las líneas de dosificación se debe asegurar que los difusores están limpios, libres de obstrucciones y colocados en el punto donde la mezcla tenga la máxima efiCiencia. Cuando la planta posee floculadores mecánicos, éstos deben ajustarse para proveer un grado de mezcla gradualmente menor a medida que el agua pasa a través del sistema de floculación. El operador, si dispone de las facilidades para hacerlo, deberá ejecutar ensayos conducentes a establecer la velocidad óptima de los floculadores para las distintas condiciones de calidad, temperatura y caudal del agua cruda. Llevando un registro permanente de dichos ensayos y de los resultados obtenidos durante períodos prolongados de operación, podrá hacer los ajustes futuros de operación sin necesidad de nuevos ensayos adicionales. Todas las unidades motoras del proceso de coagulación y floculación deberán someterse a inspección para observación de daños o defectos, así como a un programa rutinario de engrase y lubricación.


271

8.5.4 Sedimentación La función principal de la sedimentación es producir agua clarificada con turbiedad mínima, generalmente menos de 10 UNT, para una filtración posterior efectiva. Como el proceso de sedimentación depende de la realización adecuada de la coagulación y floculación, el operador debe asegurar la obtención del mejor flóculo posible antes del sedimentador. En general, en los sedimentadores se debe asegurar una distribución adecuada del caudal, minimizar los cambios bruscos de flujo, asegurar una carga de rebose apropiada sobre los vertederos efluentes y controlar las cargas superficiales y los tiempos de retención. Un flóculo pobre y problemas de cortocircuito son las dificultades más comunes de la operación de sedimentadores. En mayor o menor magnitud, todo sedimentador está sujeto a problemas de cortocircuito, salida de agua en un tiempo menor que el normal de retención, con el consecuente incremento de carga de turbiedad sobre los filtros. La causa principal del cortocircuito es un sistema de entrada deficiente; las pantallas perforadas proveen una buena distribución del caudal y evitan el cortocircuito. Si se sospecha de la existencia de cortocircuito se deben realizar análisis del tiempo de retención real mediante trazadores. Las corrientes de densidad también pueden constituir un problema en los sedimentadores. Ellas ocurren cuando el afluente contiene mayor concentración de sólidos suspendidos o cuando el agua tiene una temperatura menor que la del agua en el sedimentador. En ambos casos el afluente más denso se profundiza al fondo del tanque donde levanta el lodo y produce cortocircuitos. Si se presenta este problema se debe efectuar un estudio para determinar la solución. El crecimiento de algas y pelícubs biológicas sobre las paredes del sedimentador también puede ser un problema en el proceso de sedimentación. Estos crecimientos pueden causar olores y sabores así como taponamiento en los filtros. Dichos crecimientos se pueden controlar mediante la aplicación de una mezcla de 10 g de sulfato de cobre y 10 g de cal por litro de agua sobre las paredes, con cepillo, cuando los tanques están vacíos. En tanques con equipo de barrido de lodo, éste es arrastrado a tolvas de lodo; de allí se extrae mediante un programa elaborado de acuerdo con las variaciones de calidad del agua y el tipo y volumen de lodo producido, para minimizar arrastre de flóculo a los filtros. En tanques sin equipo de barrido de lodos, el programa de su remoción depende del diseño del tanque, del tipo y volumen de lodo producido y de la calidad del agua sedi-

272

P OTABIUZACtóN oa AGUA

mentada. Los tanques de sedimentación, en general, no deben requerir más de dos o cuatro limpiezas por año. El ensayo más usado, como se mencionó previamente, para indicar la calidad de la sedimentación es el ensayo de turbiedad. La turbiedad del agua sedimentada debe mantenerse por debajo de 10 UNT. Los registros de control deben incluir: cargas superficiales, cargas de rebose de los vertederos, turbiedad del agua afluente y efluente de cada tanque de sedimentación, cantidad de lodo bombeado o extraído de cada tanque, tipos de problemas de operación encontrados y medidas correctivas adoptadas. 8.5.5 Filtración

A pesar de las grandes diferencias existentes entre los tipos de filtros usados para tratamiento de agua, los problemas de operación y mantenimiento de dichas unidades son más o menos similares. Al iniciar la operación de un filtro por gravedad, éste debe llenarse despacio, con agua ascencional, hasta cubrir totalmente el medio, para remover el aire entrapado entre los gránulos del lecho filtrante y prevenir la alteración superficial del medio al entrar el afluente. Este lJenado ascensional es recomendado cada vez que se deje bajar el nivel del agua por debajo de la superficie del medio, con el fin de eliminar entrapamientos de aire y prevenir obstrucciones de flujo a través del filtro. En filtros lentos, al iniciar la operación se requiere un período de acondicionamiento del filtro, el cual puede tomar de 4 a 7 días, para formar una película biológica sobre la superficie de la arena. Durante dicho período de maduración el agua se desecha hasta que la calidad del efluente indique que se ha desarrollado sobre la arena la película necesaria. En general, la efectividad de la filtración es proporcional a la profundidad y finura de la arena e inversamente proporcional a la tasa de filtración. Cuando se alcanza la pérdida máxima permisible de carga en el filtro, se suspende la filtración y se procede a limpiarlo. Inicialmente se drena el filtro hasta un punto en que se pueda caminar sobre la arena. Comúnmente se raspan 1-2,5 cm de arena superficial; se procede a reemplazar arena cuando las limpiezas sucesivas reducen la profundidad del lecho a unos 60 cm. En filtros rápidos nuevos el medio debe lavarse, para remover el exceso de finos, antes de ponerlo en operación. Para descartar los finos se procede a un lavado ascensional a la tasa máxima de lavado durante 10 a 15 minutos. Luego se drena el filtro hasta un punto en que se pueda caminar sobre el medio y se remueve manualmente el material fino, raspando los


273

primeros 1,5 - 2,5 cm de la superficie del medio. El lavado y raspado se repiten dos o tres veces hasta que no se observen cantidades significativas de finos al final del lavado. En filtros de medio dual se debe hacer esta operación tanto con la arena como con la antracita. En filtros rápidos la necesidad de lavado la determinan los siguientes factores: Pérdida de carga máxima disponible. Fuga de turbiedad a través del filtro. Carrera de filtración mayor de 36 a 40 horas. Sin embargo, la decisión de lavar un filtro no debe basarse solamente en uno de los tres factores, pues ello puede conducir a problemas operaclOnales. La experiencia indica que si el filtro se lava solamente cuando se alcanza la pérdida de carga máxima disponible se puede presentar un incremento grande en la turbiedad del efluente antes de lavar el filtro. En forma similar, un filtro puede alcanzar la pérdida máxima de carga disponible, sin que haya fugas de turbiedad, pero creando condic10nes de presión negativa en el lecho, lo cual no es deseable. Por otra parte, un filtro con agua cruda de muy baja turbiedad puede operar por períodos muy prolongados, hasta 100 horas o más, pero esto tampoco es deseable pues se puede presentar un aumento gradual de material orgánico y de bacterias dentro del lecho filtrante, con generación de sabores y olores en el agua tratada y crecimiento de algas y películas biológicas sobre las paredes de los filtros. En general se considera aceptable una carrera de filtración mayor de 15 horas y menor de 36 a 40 horas con un consumo de agua de lavado del 4% en filtros de arena y del 6% en filtros de lecho dual. El operador debe tener especial cuidado con la operación de lavado de los filtros con el fin de obtener una limpieza efectiva del medio y evitar los problemas de formación de bolas de barro, consolidación del lecho filtrante, desplazamiento de la grava de soporte, entrapamiento de aire o pérdidas de medio fi ltrante. El problema de formación de pelotas de barro está asociado con la aglomeración de flóculo y material no removido durante el lavado. Este material, adherido a los granos del medio filtrante, hace que se formen bolas de barro cada vez más grandes. A medida que aumentan de peso se profundizan más dentro del filtro, durante el lavado, taponando las áreas donde se sedimentan y causando tasas de filtración y de lavado desiguales sobre el área filtrante. Cuando el problema es grave se observan grietas en la superficie del lecho, separación del medio cerca a las paredes del filtro y presencia de bolas de barro sobre la superficie.

274


El operador debe verificar la presencia de bolas de barro periódicamente. El equipo requerido es muy sencillo: un muestreador, un tamiz N° 1O, un balde y una probeta de 1.000 m L. Después del lavado, se drena el filtro hasta que el nivel del agua esté 0,3 m por debajo de la superficie de la arena. Se toman 5 muestras separadas representativas de toda la superficie del filtro en los 15 cm superiores de arena, con el muestreador que es simplemente un cilindro de 15 cm de profundidad y 7,5 cm de diámetro, con un mango para facilitar la toma de muestras. Las muestras se colocan sobre el tamiz, el cual se levanta y baja suavemente dentro del balde con agua hasta lavar toda la arena a través del tamiz. Cualquier pelota de barro quedará retenida sobre el tamiz. A continuación se coloca un volumen definido de agua en la probeta, se agregan las pelotas de barro y se mide el volumen de ellas por el aumento de volumen en la probeta. El volumen de pelotas de barro deberá mantenerse en menos del O, 1% mediante un lavado apropiado. El cuadro 8.1 relaciona el volumen de pelotas de barro con el estado del lecho filtrante (3). Cuadro 8.1 Resultados del ensayo de bolas de barro % de bolas de barro en volumen

Condición del lecho filtrante

0,0 - 0,1

Excelente

0,1 - 0.2

Muy buena

0,2 - 0,5

Buena

0.5 - 1,0

Regular

1,0- 2,5

Deficiente

2,5 - 5,0

Mala

> 5.0

Muy mala

La consolidación del lecho es otro de los problemas resultantes de un lavado poco efectivo. Los granos sucios del medio se separan unos de otros por acción de las capas de material suave filtrado. A medida que la pérdida de carga aumenta, el lecho se comprime y se agrieta causando además la separación del medio de las paredes del tanque. El agua pasa rápidamente a través de las grietas y recibe poca o ninguna filtración. Cuando se abre la válvula de lavado demasiado rápido, es posible desplazar la grava dentro del medio filtrante. Esto puede tambjén ocurrir cuando el sistema de drenaje se obstruye parcialmente y se produce una distribución no uniforme del flujo de lavado. Eventualmente ocurre un desplazamiento de la grava y se crean hervideros de arena; cuando eso ocurre


275

se puede perder medio filtrante por el sistema de drenaje. Generalmente todo filtro pierde medio filtrante durante el lavado, especialmente cuando se usa lavado superficial; sin embargo, dicha pérdida debe ser mínima, o de lo contrario debe revisarse el procedimiento y la tasa de lavado. La observación visual del proceso de lavado y de la superficie del filtro es muy importante. Un lecho en buen estado, con una distribución uniforme de agua de lavado, debe aparecer muy uniforme con el medio moviéndose lateralmente sobre la superficie. La presencia de hervideros violentos de agua indica problemas. Si algunas áreas del filtro clarifican más rápidamente que otras, se puede deducir una distribución no uniforme del agua de lavado. Al drenar el filtro su superficie debe aparecer uniforme; si hay grietas, bolas de barro o promontorios es porque hay problemas de lavado. El entrapamiento de aire es un problema causado generalmente por la presencia de presiones negativas en el filtro, especialmente en filtros con pérdida de carga disponible para filtración baja. Cuando un filtro está limpio, existe una pérdida de carga pequeña en la arena, la grava y el sistema de drenaje, del orden de 15 a 30 cm. A medida que avanza la carrera de filtración, las pérdidas por fricción aumentan considerablemente, la mayor parte de ellas en la superficie de la arena del filtro. Cuando la pérdida en las capas superiores de la arena es mayor que la altura de agua sobre la arena, la columna de agua inferior actúa como un tubo de aspiración y se presenta un vacío parcial. Dicha condición se conoce como cabeza negativa y, cuando es excesiva, permite el escape del aire en solución del agua dentro de la arena. El hecho se conoce como entrapamiento de aire y puede interferir severamente el proceso de filtración. Además, una masa de aire puede, al iniciar el lavado, escapar antes de fluidizarse la superficie de la arena. Este fenómeno permitiría velocidades locales altas del agua de lavado y el desplazamiento de la grava. En la figura 8.1 se supone que el punto e está 3 m por debajo del nivel del agua del filtro y que la pérdida de carga es de 2,55 m. Los tres piezómetros con sus niveles de agua en A, B y C indican las cabezas de presión para el nivel supuesto del agua; en b, punto localizado a 0,15 m por debajo de la superficie de la arena, y en e, punto sobre la tubería efluente de agua filtrada. Para una pérdida total por fricción de 2,55 m se puede suponer que 2,25 m de pérdida ocurren en los 0,15 m superiores de la arena (15). Aplicando la ecuación de Bernouilli entre A y b, tomando como plano de referencia e y despreciando las alturas de velocidad, se tiene:

276

PDTABIUZACION DEL AGUA

o + 3 + o - 2,25 = pb + pb

= 3 - 2,25 Pb

1,6

+o

1,6

= -0,85 m

Por lo tanto, en b existe un vacío parcial o presión negativa de 0,85 m.

La secuencia típica de lavado de un filtro se inicia cerrando el afluente y drenando el filtro hasta un n ivel aproximadamente 15 cm sobre el medio. Se cierra el efluente, se abre el desagüe y se lavan las paredes del filtro con agua a presión. Se pone en funcionamiento el lavado superficial durante 1 a 2 minutos. Esto permite que los chorros de alta velocidad, generalmente con presiones de 280-500 kPa, rompan y desagreguen las capas superficiales de material retenido. Se abre la válvula de lavado ascensional parcialmente para expandir el lecho justamente sobre el nivel del lavado superficial; con ello se provee un frote violento de la porción superior del medio, la cual acumula la mayor parte del material retenido. El lavado Nivel agua

-v

A

Pérdida total 2,55

m

3

m

NA Tubería efluente

Figura 8.1 Presión negativa en filtros.

CoNSIDERACIONES GeNERALES

277

intenso es de importancia particular en filtros rápidos de arena porque los 20 cm superiores del medio hacen la mayor remoción de sólidos suspendidos. Después del lavado combinado se cierra el lavado superficial y se continúa el lavado ascensional con una expansión del lecho de un 20% a 30% (la expansión real depende de la agitación requerida para suspender los granos gruesos del medio filtrante) hasta obtener agua clara en las canaletas de lavado. Con filtros de medio dual, el lecho debe expandirse hasta lograr que el lavado superficial actúe sobre la interfase entre las capas de arena y antracita, donde penetra la mayoría del material filtrado. El proceso de lavado dura de 1O a 20 minutos, aunque el lavado en sí del lecho filtrante toma S a 10 minutos, dependiendo de la suciedad del filtro. Generalmente tasas de lavado de 10 a 15 mm/s son suficientes para proveer la expansión requerida. En filtros sin lavado superficial se recomienda usar un lavado de dos etapas. En la primera, la tasa de lavado es apenas la necesaria para expandir la porción superior del lecho (tasas alrededor de los 7 mm/s con el objeto de lavar los granos del medio filtrante superior). Después de lavar la parte superficial se procede al lavado ascensional con la expansión de todo el lecho en un 20 a 30%. La apertura súbita del sistema de lavado ascensional puede dañar el sistema de drenaje, la grava y el medio filtrante. El tiempo transcurrido entre la iniciación del lavado ascensional y el momento en que se alcanza la tasa deseada de lavado debe ser de 30 a 45 segundos; por ello, las válvulas de lavado ascensional deben ser de apertura lenta. Para una operación satisfactoria de los filtros es esencial conocer la pérdida de carga en cada unidad, en todo momento. Esto se obtiene generalmente mediante medidores de pérdida de carga colocados sobre cada filtro. En algunos filtros de medio dual se colocan medidores para pérdida de carga en la interfase antracita-arena, con el objeto de lograr un mayor control sobre la operación de filtración. En filtros de tasa declinante, la pérdida de carga de la batería está indicada por el nivel del agua en los filtros y la pérdida a través de cada filtro no se conoce, a menos que se instale un aparato de medida de pérdida de carga sobre cada uno de ellos. En baterías de cuatro filtros rápidos, de tasa declinante y autolavado, se lava una unidad con el filtrado de las otras tres unidades. Para establecer la operación de estos filtros (47) se fija inicialmente una carrera de, por ejemplo, 30 horas y se mide la turbiedad del afluente y del efluente de cada unidad. Si la turbiedad del efluente es aceptable, se varía la carrera a 40 horas haciendo las mismas medidas y determinando la altura del agua en el filtro. Cuando dicha altura sea la misma de los sedimentadorcs, me-

278


nos la pérdida de carga entre las dos unidades, se marca el nivel en el filtro y se ordena el lavado de cada unidad cuando se alcance la altura prevista. Para ejecutar el lavado en estos filtros únicamente se cierra el afluente, se abre el desagüe y el flujo se invierte para efectuar la limpieza. El agua de lavado se puede aumentar suspendiendo la salida de agua filtrada que va al tanque de aguas claras. Los registros de control de la operación de filtros deben incluir la siguiente información: Caudal filtrado. Pérdida de carga. Duración de la carrera. Tasa de lavado. Volumen de agua de lavado usada. Volumen de agua filtrada. Duración del lavado ascensional. Duración del lavado superficial. Turbiedad del agua afluente. Turbiedad del agua filtrada.

8.5.6 Desinfección

La operación exitosa del proceso de cloración requiere básicamente: Suministro adecuado y permanente del agente desinfectante. Control eficiente, continuo y exacto de la dosificación. Manejo seguro en todo momento del compuesto y de los equipos utilizados para su aplicación. Mezcla completa y continua del cloro con toda el agua a tratar. Desde el desarrollo, en 1912, del primer equipo comercial para la aplicación de cloro gaseoso en aguas de suministro, se han puesto a disposición de los operadores del proceso diferentes tipos de equipos de dosificación y control. El manejo y mantenimiento de cada instalación de cloración dependerá del equipo utilizado y deberá hacerse de conformidad con los manuales de operación y mantenimiento de cada fabricante. A continuación se incluyen algunas consideraciones generales sobre operación y mantenimiento de doradores (4 7).

279


TIPOS DE EQUIPO

OBSERVACIONES

1. Cloradores de dosificación d1recta, cloro gaseoso seco.

Se aplica cloro gaseoso seco al agua Se usa solamente cuando no existe disponibilidad de agua a pres1ón.

2. Cloradores de dosificación de cloro gaseoso en solución

Se aplica una soludón de doro gaseoso en agua al agua bajo tratamiento. Se prefieren los doradores de vado.

3 Clorador de celda electrolítica.

Se genera el doro in situ. Se usa poco.

4. Hipocloradores.

Se usan para caudales pequeños o casos de emergencia.

Todos los doradores deben instalarse para funcionamiento continuo, libres de problemas de operación. El cloro gaseoso se disolverá en el agua para formar soluciones de concentración menor de 3.000 mg!L TIPOS DE CONTROL

OBSERVACIONES

1 Manual

La dosts se ajusta a mano. Adecuado cuando el caudal es relaltvamente constante

2. Semiautomático

La dosificación se inicia o se detiene mediante un Instrumento eléctrico o hidráulico.

3. Automático

Se ajusta automáticamente la dostficación con un control de caudal

La selección del punto de aplicación del cloro debe hacerse con base en:

Presión moderada en el punto de cloración. Variación mínima de caudales. Mezcla rápida y homogénea del cloro en el agua. Facilidad de acceso al equipo de cloración para inspección. Riesgo mínimo de perjuicio por los residuales de cloro. 6. Disponibilidad de agua y espacio para almacenamiento de cilindros. 7. Disponibilidad de energía eléctrica.

l. 2. 3. 4. 5.

En la instalación son importantes estos factores:

280

PorABILIZACióN DEL AGUA

1. 2. 3. 4.

5.

6.

7. 8.

9. 10.

11.

El dorador debe instalarse cerca del punto de aplicación. El dorador debe instalarse en un cuarto independiente, sobre el nivel del terreno. Debe proveerse espacio amplío para trabajo alrededor del dorador, así como espacio para almacenamiento de repuestos. Se requiere agua abundante con presión mayor de 15 lb/pulg2, 103 kPa, y tres veces la contrapresión existente. Se pueden requerir bombas reforzadoras de presión. En general se requiere un mínimo de 150 - 190 L/ d por libra de capacidad del dorador. Fallas en el suministro de agua implican fallas en la cloración. El dorador debe permanecer a temperaturas mayores de 10°C para evitar taponamiento por hielo de cloro. Los cilindros deben permanecer a temperatura normal y menor que la de las tuberías y el dorador, para prevenir condensación del gas en líquido. La temperatura máxima de almacenamiento de los cilindros es de 60°C. No es recomendable extraer más de 18 kg/d de cloro de un cilindro, por el riesgo de escarcha y pérdida de capacidad de dosificación. Con cilindros de tonelada la tasa máxima de extracción es de 182 k g/ d de cloro. Debe existir iluminación apropiada. Debe existir adecuada ventilación para remover fugas eventuales de cloro gaseoso. Debe existir facilidad de manejo de cilindros, sin riesgo para los operadores. Se requiere báscula y facilidades para control de la dosificación de cloro. La cloración para desinfección debe ser continua y la instalación debe reunir todos los requerimientos apropiados para asegurar el suministro y la dosificación sin interrupción.

Los registros de control de procesos de cloración deben incluir la siguiente información: Tipo de compuesto de cloro usado. Dosis en mg/L. Dosificación diaria en kg/ d. Resultados de los ensayos de cloro residual. Resultados de los ensayos de coliformes. Temperatura del agua.


281

pH del agua. Explicación diaria de cualquier condición particular o problema ocurrido.

8.6 REGISTRO E INFORMES DE OPERACIÓN El mantenimiento de un registro de la operación de una planta de tratamiento hace parte de las funciones del operador y constituye una ayuda de gran utilidad pues satisface, entre otros, los siguientes objetivos: C umplimiento de requisitos legales (Decreto 21 05/83). Ayuda al operador a resolver problemas de tratamiento. Perm ite evaluar cambios en la calidad del agua cruda. Permite demostrar la calidad del agua tratada. Proporciona soporte para responder las quejas y reclamos de los consumidores. Ayuda a establecer los programas de mantenimiento preventivo. Permite evaluar los costos de tratamiento. Provee parámetros de diseño para futuras plantas de purificación. Permite determinar la eficiencia de los diferentes procesos y operaciones de tratamiento. Permite formular y establecer programas y requerimientos de optimización de la operación.

.

rrratamiento de lodos de plantas de JlUrificación de aguas ' tu.\ •.. ·~ ¡J!~! . '!;

~m
.

. '

j

M-_.¡.,..__..~

9.1 INTRODUCCIÓN n planeas de purificación de agua se remueven sólidos suspendidos, coloidales y disueltos del agua para hacerla potable. Los sólidos removidos del agua cruda constituyen el residuo de la planta industrial de agua; el agua potable es el producto final. Tanto el tratamiento como la disposición y reuso de los residuos de una planta de purificación de agua son problemas básicos del diseño y la operación de dichas plantas.

9.2 ORIGEN La fuente de los diferentes residuos de una planta de purificación, así como sus características y cantidades, es función del tipo de tratamiento aplicado, de la composición del agua cruda y de la calidad del producto. En general, los residuos de una planta de purificación de agua provienen de las operaciones y procesos que se describen a continuación. Sedimentación simple. En algunas plantas se utilizan tanques de sedimentación de agua cruda, sin coagulación previa, para remover arena fina, limos, arcilla y residuos orgánicos vegetales. El material sedimentado puede ser removido continua, o esporádicamente, mediante dragado, en estanques o dársenas de volumen grande. Remoción de hierro y manganeso. En plantas de remoción de hierro y manganeso, los lodos están constituidos principalmente por los precipitados de hidróxido férrico y de óxidos mangánicos. Generalmente, el volumen de estos sólidos es menor que el que se obtiene de plantas convencionales de coagulación.

286


Coagulación química. Los residuos de la coagulación química están constituidos, básicamente, por el lodo de los sedimentadores. El lodo está compuesto por los precipitados de aluminio o de hierro, provenientes del uso de alumbre o de sales de hierro como coagulantes, así como por el material orgánico e inorgánico removido, arena, limo, arcilla, polímeros o ayudas de coagulación usados, y por el agua de arrastre utilizada para su transporte. Generalmente, los lodos de los sedimentadores de agua coagulada son estables, no se descomponen rápido ni causan problemas de septicidad. Ablandamiento por precipitación. El ablandamiento con cal y soda ash produce un residuo de carbonato de calcio, hidróxido de magnesio y cal no reactiva. Además, como en algunas plantas de ablandamiento también se usa coagulación, se produce un residuo de hidróxido de aluminio o de hierro. El lodo será proveniente, predominantemente, del reactor de ablandamiento, pero también de la sedimentación de los coagulantes. En generaL estos lodos son estables, densos e inertes. Adsorción. En plantas de purificación de agua con problemas de olores y sabores, el carbón activado usado para su tratamiento contribuye a la cantidad de sólidos de que hay que disponer. Aunque este aporte es pequeño en cantidad, puede ser importante por su contribución a la DQO del lodo. Lavado de filtros. La operación de lavado de filtros produce un lodo o agua residual de concentración baja de sólidos. La cantidad puede ser del orden del2% al 6% del agua filtrada y los sólidos son los retenidos en el filtro durante la carrera de filtración. La porción de sólidos retenidos en el filtro depende del tipo de pretratarniento y del tipo de filtro; en muchas plantas de remoción de hierro, dicha porción puede ser del SO% al 90% de la porción total de sólidos removidos. En plantas con aplicación de carbón activado en polvo, antes de los filtros, el agua de lavado de los filtros contiene, además, el carbón activado aplicado y el material adsorbido. Intercambio iónico. En general, en este tipo de proceso el residuo más importante lo constituye la salmuera de NaCL, calcio y magnesio, proveniente de la operación de regeneración de las resinas de ablandamiento. La salmuera puede representar entre 3% y 10% del agua tratada.

287

TRATAMIENTO DE LODOS

9.3 CONSIDERACIONES AMBIENTALES La descarga de lodos de plantas de purificación de agua sobre ríos y lagos conduce a la formación de depósitos, o bancos de lodos, en las zonas de baja velocidad de flujo. Dichos depósitos cubren a los organismos bénticos y alteran la cadena alimenticia de los peces. Los lodos reducen la calidad estética de la fuente receptora al aumentar la turbiedad del agua. El aumento de turbiedad puede disminuir la actividad fotosintética. El incremento de sólidos suspendidos y de turbiedad hacen perder el valor recreacional del agua y su uso para esparcmuento. La descarga de aguas de lavado de filtros conlleva el riesgo de contaminación bacteria! patogénica y de aumento en el crecimiento microbial del agua. La descarga de aguas con carbón activado conduce a la creación de colores oscuros negros en el agua y a la pérdida de su valor estético y recreacional. Los lodos de alumbre pueden tener efectos tóxicos, por exceso de aluminio, sobre algunos organismos acuáticos. El artículo 70 del decreto 1594 de 1984 estipula: "Los sedimentos, lodos y sustancias sólidas provenientes de sistemas o equipos de control de contaminación ambiental, y otras tales como cenizas, cachaza y bagazo, no podrán disponerse en cuerpos de aguas superficiales, subterráneas, marinas, estuarinas o sistemas de alcantarillado, y para su disposición deberá cumplirse con las normas legales en materia de residuos sólidos".

9.4 CARACTERÍSTICAS Lodos de sales de aluminio

El lodo de alumbre es viscoso y coloidal, difícil de manejar y de secar. Algunas características de los lodos de sales de aluminio se incluyen en el cuadro 9.1 (3).

288


Cuadro 9.1 Características de lodos de sales de aluminio

pH

6-8

DBO

30-300 mg/L

DQO

30 - 5.000 mgJL

Sólidos

1%- 2% (típico 1%)

Color

Gris a carmelita

Olor

Inodoro

Volumen

20-50 LJm3

Conteo bacteria!

Alto

Sedimentabilidad

50",(, en 8 hr

Secado

2 dfas sobre lechos de arena para 1O% de sólidos

Lodos de sales de hierro

El lodo de cloruro férrico es rico en agua de hidratación, difícil de secar y de concentrar. Las características de los lodos de sales de hierro son similares a las de los lodos de sales de aluminio. Lodos de polímeros

Los lodos de polímeros secan fácilmente y su volu men es menor que el de los lodos de los coagulantes convencionales. Lodos de ablandamiento por precipitación

El lodo de ablandamiento con cal puede contener compuestos de hierro, aluminio, magnesio y calcio; algunas de sus características se muestran en el cuadro 9.2 (3). Aguas de lavado de filtros

Características típicas de aguas de lavado de filtros se presentan en el cuadro 9.3 (3).

289


Cuadro 9 .2 Características de lodos de ablandamiento Sólidos

2%- 15%

DBO

Muy baja

DQO

Baja

Color

Blanco

Olor

Inodoro

Conteo bacteria!

Bajo

Sedimentabilidad

50% en una semana

Secado

Lento en lagunas para 50% de sólidos

Salmueras usadas Entre las características mencionadas para salmueras de regeneración de intercarnbiadores de ablandamiento, se exponen las del cuadro 9.4 (3, 67).

Cuadro 9 .3 Características aguas de lavado de filtros Sólidos suspendidos

0,01%-0,1%

DBO DQO

2-10mg/L

pH

6,9-7,8

Color

Gris - carmelita - negro

Olor

Inodoro

Conteo bacteria!

Alto

Sedimentabilidad

80% en 2 a 24 horas

Secado

Requieren coagulación y sedimentación

28- 160 mg/L

290

PoTABIUZACióN DEL AGuA

Cuadro 9.4 Características salmueras de regeneración

Na++ K+

3.300 mg/L

ca++

1.720 mg/L

Mg++

600 mg/L

cr so4=

9.600 mg/L

SDT

15.656 mg/L

328 mg/L

9.5 CANTIDADES La reacción:

indica que 1 mg/L de alumbre produce 0,26 mg/L de precipitado de aluminio como Al(OHh

La reacción: 2FeCh + 3Ca(HC03)2

=

2Fe(OH)J.!, +3CaCh + 6C02

(9.2)

indica que 1 mg/L de cloruro férrico produce 0,66 mg/L de precipitado de hierro, como Fe(OH)J. Para aguas coaguladas se puede suponer que los sólidos suspendidos, en mg/L, son aproximadamente iguales a la turbiedad, en UNT, y calcular la cantidad total de lodo de la manera siguiente: Lodo seco de alumbre

w

=

= turbiedad + precipitado de aluminio (S +0,3D) Q x to-3

donde: W = kg de lodo seco de alumbre S = turbiedad del agua cruda en UNT D = dosis de alumbre en mg/L Q = metros cúbicos de agua tratada

(9.3)

291

TRATAMIENTO DE loDOS

De la misma manera: Lodo seco de hierro

= turbiedad + precipitado de hierro

w = (S + o,7D) Q donde:

x 1o-3

(9.4)

W = kg de lodo seco de hierro S = turbiedad del agua cruda en UNT D = dosis de cloruro férrico en mg/L Q = metros cúbicos de agua tratada

Por ejemplo, para un caudal de 100 L/s con turbiedad de 100 UNT, la cantidad de lodo seco producido por día, para una dosis de 50 mg!L de alumbre, se puede valorar así: W

= (100

+ 0,3

X

50) 0,1

X

86.400

X

3

10-

= 994 kg/d

Suponiendo un lodo con contenido de sólidos del2%, con densidad relativa del lodo húmedo igual a 1,01, el voiumen diario de lodo sería: Masa diaria de lodo=

Volumen diario de lodo

~.~~

= 49.680 kg/d

= 1~~~ 0° = 49 m3/d 4

8

4

%diario de lodo = O,l x : 6.400 x 100 = 0,6% (en volumen)

9.6 MÉTODOS DE TRATAMIENTO Y DISPOSICIÓN U no de los métodos usados para tratamiento de lodos es el espesamiento. El espesamiento por gravedad remueve exceso de agua mediante decantación y concentra los sólidos por medio de la sedimentación. El agua decantada se recupera y se recicla, o se dispone. El lodo espesado se procesa adicionalmente, o se dispone. El espesador se diseña con cargas hidráulicas superficiales de 18 a 20 m/d para lodos de alumbre y permite obtener lodo con un 5% de sólidos. De esta manera se concentran lodos con un 99,5% de agua en lodos con un 95% de humedad y se reduce el

292

POTASILIZACIÓN DEL AGUA

volumen del lodo a 1/10 de su volumen original, al aumentar la concentración de sólidos de O,S% a S%. En general, el espesamiento se usa para disminuir el volumen de residuo que debe procesarse en tratamientos posteriores. Se utilizan para dicho propósito sedimentadores convencionales de flujo horizontal, sedimentadores de tasa alta, agitadores y centrífugas, con y sin ayudas de sedimentación. Para concentrar los lodos se puede, también, desaguarlos y secarlos. Al desaguar los lodos se les remueve el agua libre, mediante medios físicos que buscan extraer tanta agua como sea posible. El lodo, después de desaguado, se comporta más como un sólido húmedo que como un líquido. En general, un lodo desaguado es un lodo con un contenido de sólidos mayor del 1S%. Para desaguar lodos se requiere del uso de la fuerza de gravedad, de evaporación, de vacío, de la fuerza centrífuga, de presión, de acción capilar, o de una combinación de las anteriores fuerzas. Esto se logra mediante lechos de secado de arena, lagunas, filtros de vacío, centrífugas, filtros prensa, filtros de presión y congelamiento. Los lechos de secado de lodos generalmente están equipados con bases de arena y grava y con tubería de drenaje. El drenaje descarga a un pozo de bombeo para recircular el agua drenada a la planta. La eficiencia del lecho de secado de arena se puede mejorar mediante preacondicionamiento del lodo con coagulante. De acuerdo con el clima predominante, el período de secado puede oscilar entre unos días y varias semanas. El lodo seco puede removerse fácilmente a mano o con un cargador frontal y ser transportado al sitio de disposición o de tratamiento adicional. En la utilización de lechos de secado de arena se aplica lodo en capas de 1S a 30 cm. El número mínimo de lechos debe ser de dos, con drenaje en tubería perforada de 4", capa de arena de 1S a 2S cm de espesor, con tamaño efectivo de 0,3 mm a 1,2 mm y lecho de grava de 20 cm a 30 cm de espesor. Un lecho típico de secado de arena se ilustra en las figuras 9.1 y 9.2. Cuando se usan filtros de vacío para secado, el lodo se aplica sobre una membrana permeable que cubre un soporte rígido. El aire se extrae de debajo de la membrana con una bomba y la presión atmosférica produce un diferencial de presión a través del lodo, obligando al agua a filtrarse. La membrana puede ser de tela o de alambre y colocada sobre un barril o sobre rodillos; expone el lodo húmedo a un área de presión baja y luego descarga el lodo seco sobre un medio de transporte adecuado. Algunos de los criterios típicos de diseño de filtros de vacío (S 1) se incluyen en el cuadro 9.S.

293


_J :;;)

0..

_¡

o~

:;;)

Ox

(5__] W::l

ero..

~~

0..

oo ~ (5 >< _¡ w

:;;)

(!)

~

cr e(

•d

0..

oo z

o

lL

z

e(><

ffia

~~

[ _ ____.¡

1 1

1 1 1

1

1 1

___ L__!

NQIOVJ.NV030 30 SV~nl.Omi.1S3

Rgura 9.1 Lecho de secado de lodos.

,,. _j/

--

'

294

POTASIUZACION DEL AGUA

o e

g w

e

~

(j

8 8 g g ~ <(

Flgur• 9.2 Corte de un lecho de secado de lodos.

295

TRATAMIENTO DE LOOOS

Cuadro 9.5 Criterios de diseño de filtros de vacío

Parámetro

Lodo de alumbre

Lodo de cal

1-6

5-30

2-5

2-5

Producción de sólidos, kg/m d

85 - 150

470 - 2.350

Concentración de la pasta, %

15- 25

45-65

0,2-0,5

0,2-0,5

25-65

25-65

% de sólidos del lodo afluente 3

2

Carga hidráulica, m /m d 2

Velocidad del tambor, RPM Presión de operación de vacío, cm Hg

Las centrifugas también se usan para desaguar lodos, a pesar de su consumo alto de energía. Existen dos tipos principales de centrífugas: las de voluta y las de cesta. La centrífuga de voluta opera continuamente; la de cesta opera por cochadas. Las lagunas de secado de lodos son grandes estanques de sedimentación, sin efluente. El lodo húmedo se bombea a la laguna y se deja sedimentar. Cuando la laguna se llena, se saca de servicio y se deja en reposo. Periódicamente se extrae el sobrenadante hasta obtener un lodo adecuado para disponer apropiadamente. Las características principales de estas lagunas son: Carga de sólidos

= 40- 80 kg/m 2d

Profundidad = 1 - 2 m Número de lagunas > 2 Un estudio hecho sobre el tratamiento de lodos de alumbre (66) mediante lagunas, revela los resultados mostrados en el cuadro 9.6, para lodo proveniente de una unidad de clarificación de agua de flujo ascensional. En el secado con prensas filtro el proceso es generalmente encochada, con presiones a través del medio de filtración de hasta 1.725 k.Pa, 250 psi, para obtener lodos con un 40% de sólidos. La prensa filtro está conformada por una serie de placas verticales, las cuales soportan un medio filtrante de tela y retienen la pasta como se indica en la figura 9.3. Las placas están soportadas rígidamente dentro de un marco metálico formando una serie de cámaras huecas. El lodo se dosifica dentro de la prensa a presiones incrementales por cerca de media hora. Las placas son presionadas unas contra otras y el agua pasa a través de la tela de filtración mientras que

296

POTABIUZACióN DEL AGUA

los sólidos son retenidos; se forma así una pasta que se remueve al despresurizar la prensa. Cuadro 9.8 Resultados del tratamiento de lodos de alumbre mediante lagunas Par,metro

Lodo afluente

Lodo efluente

Sólidos totales, mgtl.

4.300

387

Sólidos suspendidos, mg/L

3.600

24

1 ()()() - 1.500

8

DBO.mgtl.

36 - 77

16

000, mg/1..

500- 1.000

5

7,0

7,4

Sólidos volátiles, mg/L

pH Turbiedad, UNT

10

Sólidos sedimentables, mg/L

0,1

También son populares las prensas filtro de correa, por su facilidad de manejo y habilidad para producir lodos con 35% a 40% de sólidos. Como se ilustra en la figura 9.4, el lodo inicialmente se mezcla con un polímero, en un acondicionador rotatorio de barril, y es desaguado en 3 zonas diferentes: una zona horizontal para drenaje por gravedad, una zona vertical de drenaje por apretura y una zona final, con un arreglo de rodillos en ese, para sacar agua por presión. Cada correa es lavada con agua rociada a presión. En el proceso de congelamiento el lodo es convertido en hielo cristalino y los sólidos son sedimentados rápidamente, en menos de un minuto; es posible usarlos como material de relleno. En el tratamiento sobre el suelo, el lodo se riega o incorpora dentro de la capa superficial de suelo para la descomposición, estabilización e inmovilización de sus constituyentes. El lodo se ha aplicado a tierras de cultivos, áreas de minería abandonadas y como material de cobertura en rellenos sanitarios. De esta manera se obtiene la disposición final del lodo y, además, se modifican las propiedades del suelo y se reciclan materiales útiles del lodo. Los lodos de plantas de purificación de agua pueden modificar favorablemente el pH y la capacidad de retención de agua del suelo, aunque tienen poco valor fertilizante. El cuadro 9.7 incluye las características reportadas por Elliot y Dempsey acerca de algunos lodos evaluados para aplicación sobre el suelo (65).

-¡

~ e:

~

¡;

~

Descarga

4D

c..

del fiHrado

!!

a

~

[

"O

¡¡¡

~

Col1ina

Ménsula del cilindro

~

298


ACONDICIONADOR DE TAMBOR ROTATORIO

REACTIVO

SECCIÓN DE DRENAJE HORIZONTAL

¡

¡

,.

... ..... '_,'

¡

..'

SECCIÓN DE DRENAJE VERTICAL

:• ·.'

l \·: ¡

\

'

DESCARGA

:

: ~

1 •. .•

: .+ ; '

LAVADO CORREA

Figura 9.4 Prensa filtro de correa.

TAATAMIENTooe

Locos

299

Cuadro 9.7 Caracterlstlcas de lodos de purificación de agua Lodo de alumbre

Lodo de sales de hierro

Lodo de ablandamiento con cal

Al - % masa seca

21,2 (2,8 - 30)

1,6. 7,7

0,45 (0,05- 1.6)

Ca - % masa seca

2,7 (0,3- 5)

15

45 (31 -52)

Parámetro

Fe • % masa seca

3,2 (1,2 - 6,6)

10,9

0,29 (0,13- 0,71)

K • % masa seca

1,7 (0,04. 5)

0,3

0,02 (0,01 • 0,08)

Mg • % masa seca

0,45 (0,24 • 0,8)

1,6

2,1 (1,1- 3,6)

SI - % masa seca

20

P • % masa seca

0,35

0,36

0,02

7,0 (5,1- 8)

7,3. 9,3

10,2 (8,4. 11)

3,1 (0,85 - 6,5)

3,1 (0,85 - 6,5)

pH COT - % masa seca

DBO-mg'L

45 (2- 104)

000-mg'L

500 (100- 10000)

NTK • % masa seca ECC-% Coliformes - Número/g

0,8 (0.4- 11)

0,68 )0,44 - 1)

0,37 (0,05 - 0,55)

15 (10- 20)

20 (10- 53)

<20

<20

93 (74. 99)

La adición periódica de cal a suelos agrícolas para prevenir su acidificación es una práctica muy usada en diferentes lugares; por ello, la disposición de lodos de ablandamiento con cal sobre tierras cultivadas se ha utilizado desde hace más de 50 años, con aceptación amplia. La capacidad de neutralización de suelos ácidos, que poseen los lodos de ablandamiento con cal, es grande, frecuentemente mayor que la de la cal comercial. La equivalencia con carbonato de calcio (ECC), o poder de neutralización relativo al del carbonato de calcio puro, es del83% al103% en la cal agrícola. Los suelos se neutralizan con cal para obtener un pH de 6,0 a 6,5, según el tipo de cultivo. Dependiendo del pH inicial, se aplican lodos de ablandamiento con cal cada tres años a tasas de 5 - 1O Mg/ha; pero, de acuerdo con el ECC del lodo, dichas tasas pueden ser mayores. Para reducir el volumen de lodos a un valor mínimo y esterilizar el residuo final, se usa el proceso de incineración. La incineración de lodo es, por lo tanto, un proceso de combustión controlada para reducir lodos secos a productos gaseosos y a un residuo final o ceniza. Es un método costoso que requiere espesamiento y desaguado previo del lodo y que puede aplicarse a lodos con humedad menor del 75%. El proceso de secado y com-

300


busción se compone, generalmente, de las etapas siguientes: calentamiento del lodo a 100°C, evaporación del agua del lodo, incremento de la temperatura del vapor de agua y del aire del gas e incremento de la temperatura del lodo seco al punto de ignición. Para una reacción completa y operación apropiada, el proceso requiere combustible, aire, tiempo, temperatura y turbulencia adecuada. Para disposición se utiliza, generalmente, un relleno sanitario. En rellenos sanitarios de lodos se prefiere aplicar lodos con concentración de sólidos mayor de un 35%, o por lo menos de un 16%. También se usan lagunas de disposición de lodos, con profundidades de 2 a 4 metros y con decantación periódica, por ciclos de secado de capas delgadas de lodo, hasta llenarlas. Como se indicó previamente, los lodos de ablandamiento con cal son un agente excelente para propósitos agrícolas, para neutralización de suelos ácidos y para propósitos de reducir la descarga de compuestos ácidos de aguas de drenaje de pH bajo. Sin embargo, cuando no hay terrenos agrícolas disponibles o cuando el costo es muy alto, se disponen, alternativamente, en rellenos sanitarios. Los lodos de alumbre tienden a endurecer los suelos; por ello se disponen en rellenos sanitarios o en suelos para dicho propósito específico. Las salmueras de renovación de resinas de ablandamiento se disponen en el alcantarillado sanitario intermitentemente; pero si esto no es permitido, en un relleno sanitario. Diagramas de flujo de métodos típicos de tratamiento y disposición de lodos se incluyen en las figuras 9.5 y 9.6.

9.7 MÉTODOS DE RECICLAJE -

Recalcinación de residuos de ablandamiento con cal.

Se puede producir cal viva, mediante recalcinación, a partir de lodos de ablandamiento con cal secos. Las reacciones se pueden representar así (3): CaC03 ~ CaO

+ C02 i Mg(OH)2 ~ MgO(s) + H20 i

(9.5) (9.6)

El proceso requiere: • Recarbonatación con gases de chimeneas, 15% a 27% de C02, para redisolver el óxido de magnesio.

301

TRATAMIENTO DE LOOOS

LODO DE-

ESPESAMIENTO POR GAAVEOAO

AlUMBRE

r-

ACONDICIONAMIENTO OUIMICO

·1

LOOO DE

·.::......

ESPESAMIEHTO POR GAAVEOAO

LOOO DE

:.=.....

t+

CENTRIFUGACIÓN

f.+.

1 ·1-~-J

~ ~"=CAl

f+

SECADO EN I'ILTRO

PRENSA

LAGUNA DE LOOOS

~ ~"~ HL___AEU_so_

LECHOS DE SECADO

T1ERIWI DE CUl'TM)

CAl

L-.

REllENO SANITARIO

Flgura 9.5 Procesos de tratamiento y disposición de lodos.

COAGULANTE

a AGUA CRUO:A~

~

a,

MEZClA RÁPIDA

r-

MEZCLA LENTA

r-- SEDIMENTACIÓN r-

FILTRACION

u.

TANQUE DE CONTACTO ~

LODO

._,

a

q <0.1 TANQUE DE AGUA LAVADO FILTROS IGUALAMIENTO

SOBRENADANTE

~

1

L SOBRENAOANTE

J

L

AL ALCANTARJUAOO

•

ESPESA· MIENTO

LAGUNA

SECADO DE LODOS

Figura 9.6 Tratamiento de residuos planta de purificación de agua.

LODO SECO

·l

J

DISPOSICIÓN

302


• • • •

Espesadores y mezcladores, para aumentar el contenido de sólidos a un 20% a 30%. Centrifugación o filtración al vacío, para secado del lodo a un 45% a 65% de sólidos. Secadores instantáneos y ciclones, utilizando gases de emisión calientes provenientes del recalcínador. Molinos o lechos recalcinadores, para convertir CaC03 en CaO a temperaturas de 870°C a 1.1 00°C. Reciclaje de sulfato de hierro y aluminio.

Se puede hacer mediante tratamiento con ácido sulfúrico:

Reciclaje de aguas de lavado de filtros.

La recírculacíón de aguas de lavado de filtros puede tener las ventajas siguientes: ahorro en el consumo de agua, carreras de filtración más prolongadas y economía en costos de alcantarillado. Sin embargo, también tiene las desventajas siguientes: formación de plancton en el tanque de sedimentación, aumento en la concentración de sólidos del tanque de sedimentación, operación más cuidadosa del lavado de filtros y de la recirculación, probables dificultades en la coagulación del agua cruda y riesgos serios de deterioro de la calidad bacteriológica del efluente filtrado. -

Reciclaje de cenizas de lodos.

Cuando se aplica incineración a lodos secos, se reduce su volumen a un valor mínimo, mediante su conversión en cenizas. Sin embargo, la cantidad de cenizas puede ser grande y seguir creando un problema de disposición; por ello, se ha intentado el uso útil de las cenizas como agregado fino del concreto. Algunos estudios como el de Khanbilvardi ( 64) indican que es posible reemplazar un 30% del agregado fino del concreto por ceniza de lodos.

,A PENDICES ;;:

'

~DI~

305

A. PROPIEDADES FÍSICAS DEL AGUA A 1 ATMÓSFERA

p

kg/m 3

Peso específico y 3 kN/m

Vlacoaldad dln,mica J.1.103 Pa.a

Viscosidad clnem, tlca v.108 m2/s

999,842

9,805

1,787

1,787

3.98

1000,00

9,807

1,567

1,567

5

999,967

9,807

1,519

1,519

10

999,703

9,804

1,307

1,307

12

999,500

9,802

1,235

1,236

15

999,103

9,798

1,139

1,140

17

998,778

9,795

1,081

1.082

18

998,599

9,793

1,053

1,054

Temperatura

oc o

Densidad

19

998,408

9,791

1,027

1,029

20

998,207

9,789

1,002

1,004

21

997,996

9,787

0,998

1,000 0,957

22

997,774

9,785

0,955

23

997,542

9,783

0,932

0,934

24

997,300

9,781

0,911

0,913 0,893

25

997,048

9,778

0,890

26

996,787

9,775

0,870

0,873

27

996,516

9,773

0,851

0,854

28

996,236

9,770

0,833

0,836

29

995,948

9,767

0,815

0,818

30

995.650

9,764

0,798

0,801 0,723

35

994,035

9,749

0,719

40

992,219

9,731

0,653

0,658

45

990,216

9,711

0,596

0,602

50

988,039

9,690

0,547

0,554

60

983,202

9,642

0,466

0,474

70

977,773

9,589

0,404

0,413 0,365

80

971,801

9,530

0,355

90

965,323

9,467

0,315

0,326

100

958.366

9,399

0,282

0,294

~06

B.

POTABILIZACIÓN DEL A GUA

PROPIEDADES FÍSICAS DEL AGUA (32)

Temperatura

·e

Peso específico

y,

Densidad p, kg/m3

kN/m3

(1) Módulo de elasticidad E/106 kN/m2

Viscosidad dinámica 3 ).l X 10 N. s/m2

VIscosidad cinemática 6 V X 10 m2/s

(2) Tensión superficial

a,

Presión de vapor pv, kN/ m2

N/ m

o

9,805

999,8

1,98

1,781

1,785

0,0765

0,61

5

9,804

1000,0

2,05

1,518

1,519

0,0749

0,87

10

9,804

999,7

2,10

1,307

1,306

0,0742

1,23

15

9 ,798

999.1

2,15

1,139

1,139

0,0735

1,70

20

9,789

998,2

2,17

1,002

1,003

0,0728

2 ,34 3,17

25

9,777

997,0

2 ,22

0,890

0,893

0,0720

30

9,764

995,7

2,25

0,798

0.800

0,0712

4 ,24

40

9 ,730

992,2

2,28

0,653

0,658

0,0696

7,38

50

9 ,689

988,0

2,29

0,547

0,553

0,0679

12,33

60

9,642

983,2

2,28

0,466

0,474

0 ,0662

19,92

70

9,589

977,8

2,25

0,404

0,413

0,0644

3 1,16

80

9,530

971,8

2,20

0,354

0,364

0.0626

47,34

90

9,466

965,3

2,14

0,315

0,326

0,0608

70,10

100

9,399

958,4

2,07

0,282

0,294

0,0589

101,33

(1) A presión atmosférica (2) En contacto con aire

A~OICES

307

C. VISCOSIDAD DEL CLORO LiQUIDO Y GASEOSO (45)

0,60

0,016

:a

0,50

0,015

~l

0,40

0,01 4

0,30

0,013

0,20

0.012

0,10

0,011

o

0.010

g::>

~:¡:o

e: "2~

1

-so _.6

-.40 _.0

o -18

40 4

60 27

120 49

1 CD

~~ ~:¡:o

Js

160 200•F 71 s3•c

Temperatura

OF

Temperatura

•e

Vlacoeld8d en Centl polee Uquldo GIS

-40

-40

0,51

0,0113

-20

-29

0,47

0,0116

o

-18

0,435

0,0120

20

-7

0,405

0,0123

40

4

0,38

0,0127

60

16

0,355

0,0131

80

27

0,335

0,0135

100

38

0,32

0,0140

120

49

0,305

0,0144

140

60

0,0149

160

71

0,0154

308


D. PRESIÓN DE VAPOR DEL CLORO LíQUIDO

·e

E.

"F

kPa

psi

-20

-4

74

10

o

32

273

39

20

68

582

83

40

104

1.045

149

60

140

1.705

243

DENSIDAD DEL CLORO LíQUIDO (45)

·e -34

"F

lb/ple 3

kg/m3

-29,29

97,57

1564

-23

-10

95,77

1535

-18

o

94,80

1520

-7

20

92.85

1489

4

40

90,85

1457

16

60

88,79

1424

27

80

86,64

1389

38

100

84,25

1351

49

120

82,09

1316

60

140

79,65

1277

71

160

77,06

1235

309

~OICES

F. PORCENTAJE DE CLORO LíQUIDO EN EL CILINDRO CARGADO HASTA SU LíMITE AUTORIZADO (45)

oc

•F

%

-23

-10

81,4

-18

o

82,1

-7

20

84.4

4

40

85,8

16

60

87,7

27

80

89,9

38

100

92,3

49

120

94,8

60

140

97,7

68

153,64

100,0

G. SOLUBILIDAD DEL CLORO EN EL AGUA (45) oc 10

mg/L

90

9980 7298 5725 4594 3923 3294 2792 2232 1271

100

o

20 30 40

50 60 70 80

'

'

1. ASCE, AWWA, CSSE, Water Treotmmt Plant Desig11, 1940 y 1969. 2. Sánchez M.H., Ingeniería de actledllclosy tratamimto de ag11a.r, U.N., 1970. 3. AWWA, WaterQualiry andTrtatment, McGraw Hill Co., 1971. 4. Arboleda J., Vargas F., Correal H ., Mannal de tratai!!Íetlto de ag11as potables, Programa de Educación de Ingeniería Sanitaria, Ven 6400, 1969. 5. Rich L.G., Unit Operations oj Sanitary Enginemng, Wiley, 1969. 6. U.S.E.P.A., Proce.rs Design Mamtal for StJspended SolidJ Re1noval, Office of Technology Transfer, Washjngton D.C., 1975. 7. Feachem R., Me Garry M., Mara D., Water, WasfeJ and Hea/Jh in Hot Clima/es, Wiley, 1977. 8. Cleasby J.L., Baumann E.R., Wastewtrler Filtrtrtio11, E.P.A., 1977. 9. Smethurst G., Basic IJ?ater Trt'alllmlt, Thomas Telford Lrda., 1979. 1O. Kawamura S., Hydra11/ic sea/e- l!lodcl sinmlation ofthe sedimetJtation process, J. AWW A, vol 73, p. 372, julio 1981. 11. Paramasivan R., Mhaisalkar V. A. y Bethouex P .M., S low S andfilter design and COII!frllction in developingcollnlnl:s,Joumal AWWA, vol. 73, p. 178, abril1981. 12. CEPIS, Tecnología de lralaiiJÜnto de ag}fa para países er1 desamJIIo, 1977. 13. Metcalf y Eddy, Waslewater Engineeríng: Collection, Treatmen" Dísposal, McGraw Hill, 1972. 14. Kawuamura S., De.rign and Operaiion oj High &te Filters, J. AWWA, vol. 67, p. 535, octubre 197 5. 15. Steel E.W., McGhee T.J., Water Supp!J and Sewerage, Sa. ed; McGraw Hill Book Co., 1979. 16. Tebbutt T.H.Y., Pnncipk.r ojWaterQ11ali{Y Control, Pergamon Press, 1977. 17. ASTM, 1987 Atmal Book ojhtllJ slandards, Sección S, Volumen 05.05, p. 229, ASTM D388. 18. Fischersttom C.N.H., Sedi111mtation i11 Reclangular Basin.r, Proc ASCE, SED, mayo 1955.

314


19. Culp G., Hansen S., Richardson G., High- Rote Sedzi¡¡entalion in rirater Treatment Work.r, J. AWWA, vol. 60, No. 6, junío 1968'. 20. Committee Report, Vimm i11 Water,]. AWWA, vol61, No. 10, octubre 1969. 21. Yao K.M., Theorelical Sttttfy of High - Rote Sedimenta/ion, J. WPCF, vol. 42, No. 2, Part 1, febrero 1970. 22. Culp G.L. Culp RL., Ncw Conccpts in Water Purifica/ion, Van Nostrand Reinhold Co., 1974. 23. McCormick, R.F., King P.H., Factors that affect use ofdirectfiltra/ion in treating surface waters, J. AWWA, vol. 74, p. 234, mayo 1982. 24. JNSFOPAL, Especificacione.s para el diseño de plantas patabilizadoras de a¡Jfa, agosto 1970. 25. Committee of the Great J.akes, Upper Mississjppi River Board of S tate Sanítary Engineers, Recommended StandardsJor Water Work.r H.E.S., Alhany, N. Y., 1976. 26. Arboleda J., Teoría, diseño y colllml de los procesos de clariftcaciótJ del agua, Serie T écníca No. 13, CEPIS, 1981. 27. Camp T.R., Sedimmtalion and the De.sign ofSett/ing Tank.r, ASCE Traosaction, vol. 111, 1946. 28. Dat¡gherfY RL, Franifni ].B., Fluid Mechatlics with Engineering Applicalions, McGraw Hill, 7a. ed., 1977. 29. Arboleda]., Hydraulic Control Systems of Con.rlant and Declining Flow Rote in filtralion, J. AWWA, vol. 66, p. 87, febrero 1974. 30. Steel E.W., rVater Suppfy and Sewerage, McGraw Hill, 4a. ed. 1960. 31. Richter C. A., Método simplificado de cálculo dejloculadom hidráulicos de tabiques, Revista Acodal, No. 102- 103, p. 31, septiembre- djcicmbre 1981. 32. Metcalf y Eddy, Inc., Wastewater Engineering: Treatment, Disposa~ Rettse, McGraw Hill, 1979. 33. Frur G.M., Geyer J.C., Water Supp_ly and Waste Water Disposal, Wiley, 1954. 34. Ricbter C.A., Mezcla rápida m vertederos rectangtt!am, Revista Acoda!, No. 100, juruo 1981 , Bogotá. 35. Sawyer y McCarty, Chemistry for Sanitary Bngineers, McGraw Hill, 1976. 36. Clark J. W., Viessman W. y Hamrner M.J., Water S ttpp(y and Pollution Control, In t. Textbook Co., 1971. 37. Hudson H.E., Water Clarifica/ion Promse.s, Practica/ Design and Bvalt~alion, Van Nosttand Reinhold Co, 1981. 38. Romero R.]., Ac11íanálisis, Escuela Colombiana de lngeruería, Bogotá, 1989. 39. Hammer MJ., Water and Wastewater Technology, Wuey, 1977. 40. Burttschell R. H. y otros, Chlorine Derivalives ofPbC!Iol Ca11sing Taste and Odor, J. AWW A, vol. 51, p. 205,1959. 41. Jenkins D. y otros, Water Chemirtry, Laboratory Manual, Wiley, 1980. 42. N.Y.S. Dept. of Health, Man11al o/ Inslmclion for Water Treattllenl Planf Operators. 43. Culp R.L., Brealepoint Chlorinalion for Vims lnaclivation, J. AWWA, vol. 71, p. 441, 1979. 44. Black A.P., y otros, lodinefor the Desinftction qfWater,J. AWWA, vol. 60, p. 69, enero 1968.

REFERENCIAS BIBUOGRÁFICAS

315

45. Wbite G.C., Handboole ofCblorinalion, Van Nosttand, 1972. 46. AWWA, Water Chlorination Principies and Practices, Manual M. 20, 1973. 47. OPS/EHP /CEPIS, Optración de plantas de tratamiento de agua, Manual de Instrucción, abri11981. 48. Babbitt H.E., Donald J .J. y Cleasby J.L., Water SHfJpfy Bngineering, McGraw Hill, 1955. 49. AWWA, WaJerTrealment, 1984. SO. Sanks R.L., 1/:fater Treatment Plan/ Dtsign, Ann A.rbor Science, 1980. 51. Montgomery J.M., Consulting Engineers, Inc., IPaler Trtalmenl Principks and Desigt1, Wiley, 1985. 52. Hardenbergh W.A. y Rodie E.R., Water SII/Jpb• and Wasle Díspo.ral, Imemarional Textbook Co, 1961. 53. Kawamura S., Design and Opera/ion ofHigh - Rote Filters, Pane 2, J. AWW A, vol. 67, p. 653, noviembre 1975. 54. Weber, W.J., Physicochemical Procesm for Water Q11ality Control, Wiley, 1972. 55. Romero, R.J., Aroiqt1ímica, Escuela Colombiana de Jngenieda, Bogotá, 1996. 56. Schulz C.R. y Okun D.A., Suiface Water Treatmentfor Communitiu in Dtveloping CoHnlries, Wiley, 1984. 57. Peavy H.S., Rowe D.R. y Tchobanoglous G., Emiromnental Engineering, McGraw Hill Book Company, 1985. 58. Nakasone, H., St11t!y of Aeration al Weirs and Cascadu. J.E.E.D., ASCE, vol. 113, No. 1, p. 64, febrero de 1987. 59. Eckenfelder W.W., IndNslrial Water Pollutiotl Control, McGraw Hill, 1966. 60. Metcalf & Ebby Inc., Wastewater Engineering: Trtaltnml, Disposal and &11u, 3a. Ed., McGraw Hill Inc., 1991. 61. Arboleda V.J ., Teoría y práctica de la pmi.ftcación dfl ag11a, Acoda!, 1992. 62. AWWA, l17ater Q11ali!J and Treatment, McGraw Hill, 4a. ed., 1990. 63. AWWA, Dispo!al ojiPas/esfrom Water Treatmmt Plants, J. AWWA, vol 62, No. 12, p. 792, dic. 1970. 64. Khanbilvardi R. y Afshari S., Sludge ash as Fine Aggrrgate for Conmle A1ix, J. EE, ASCE, voL 121, No. 9, sept. 1995. 65. Elliot H.A. y Dempsey B.A., Agronomic Effirls ;oj LAnd Applicotiotl of Water Trealmenl S ludges, J. AWWA, vol. 83, N o. 4, abril 1991. 66. Neubauer, W.K., Waste Alum Sl11dge Treatmenl, J. AWWA, vol. 60, No. 7, julio 1968. 67. AWWA, ljisposal ojiPostesfrom WaterTreotmenl PlontJ, pan I, vol. 61, No. 10, ocrubre 1969. 68. Barrett, M.]., Gameson, A. L. H. y Ogden, C. G., Aerntion Studies ot ro11r Weir Systmu, Water o1rd TPoler Engrireering, sept. 1960.

ÍNDICE DE CUADROS Cuadro 1.1 Cuadro 1.2

Requisitos de tratamiento Estándares para fuentes de aguas crudas, suministro doméstico Cuadro 1.3 Criterios de calidad para destinación del recurso para consumo humano y doméstico, mg/L Cuadro 1.4 Procesos de purificación de agua Cuadro 1.5 Atributos comunes del agua afectados por los procesos y operaciones unitarias convencionales de tratamiento Cuadro 2.1 Información típica para diseño de aireadores de bandejas Cuadro 2.2 Parámetros típicos para diseño de cascadas de oxigenación Cuadro 3.1 Valores de K para impulsores en tanques con bafles, régimen turbulento Cuadro 3.2 Tiempo de contacto y gradiente de velocidad para mezcla rápida Cuadro 5.1 Cálculos para el ejemplo 5.5 Cuadro 5.2 Datos para el ejemplo 5.8 Cuadro 5.3 Datos para el ejemplo 5.8 Cuadro 5.4 Viscosidad cinemática del agua a diferentes temperaturas Cuadro 5.5 Velocidades de asentamiento para algunas partículas Cuadro 5.6 Cargas superficiales típicas en sedimentadores convencionales Cuadro 5.7 Cargas superficiales típicas en sedimentadores de tasa aha Cuadro 5.8 Cargas típicas de rebose sobre vertederos Cuadro 5.9 Datos ensayo de sedimentación ejemplo 5.16 Cuadro 5.10 Cálculos para el ejemplo 5.16 Cuadro 5.11 Cálculos para el ejemplo 5.17 Cuadro 5.12 Cálculos para el ejemplo 5.20 Cuadro 6.1 Variables principales en el diseño de filtros Cuadro 6.2 Mecanismos de remoción en un filtro

16

16 17

18 19

37 42 58 59 133 136 138

159 160 161 162 165 180 180 182 190 194 195

PorABrUZACióN DEL AGUA

320

Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro Cuadro

6.3 6.4 6.5 6.6 6.7 6.8 6.9 6.10 6.11 6.12 6.13 7.1 7.2

Cuadro 8.1 Cuadro 9.1 Cuadro 9.2 Cuadro 9.3 Cuadro 9.4 Cuadro 95 Cuadro 9.6 Cuadro 9.7

Principales características de filtros Valores aproximados de factores de forma para arena Cuadro de cálculo para el ejemplo 6.5 Arena típica para filtros rápidos Carbones de clase antracítica Granulometría típica para un medio dual Filtro típico de medio dual Lecho típico de grava para sistema de drenaje por tuberías Velocidades de diseño para tuberías de filtros Datos para el ejemplo 6.19 Cálculos para el ejemplo 6.19 Diámetro de tubería para flujo de cloro líquido Cantidad mínima de agua requerida en el inyector para diferentes flujos de cloro Resultados del ensayo de bolas de barro Características de lodos de sales de aluminio Características de lodos de ablandamiento Características aguas de lavado de filtros Características salmueras de regeneración Criterios de diseño de filtros de vacío Resultados del tratamiento de lodos de alumbre mediante lagunas Características de lodos de purificación de agua

199 212 213 224 225 226 226 228 229 237 238 251 256 214

288 289 289 290

295 296

299

, INDICE DE FIGURAS Figura 1.1 Figura 1.2 Figura 1.3 Figura 2.1 Figura 2.2 Figura 2.3 Figura 2.4 Figura 2.5 Figura 2.6 Figura 2.7 Figura 2.8 Figura 2.9 Figura 2.10 Figura 3.1 Figura 3.2 Figura 3.3 F igura 3.4 Figura 3.5 Figura 3.6 Figura 3.7 Figura 3.8 Figura 3.9 Figura 3.10 Figura 4.1 Figura 4.2 Figura 4.3 Figura 4.4 Figura 4.5

Diagramas de flujo plantas de purificación Diagramas de flujo plantas de purificación Planta de purificación de agua Desorción de un gas Absorción de un gas Trayectoria terica de un chorro de agua Aireadores típicos de bandejas Esquema vertedero para aireación Cascadas de aireación Aireador de cascadas Aireador de cascadas Aireador de cascadas tipo escalera Aireador manual para remoción de hierro y manganeso Mezcladores mecánicos Tipos de agitadores Tipos de agitadores Mezcladores hidráulicos Mecanismos de coagulación Dimensiones mezclador rápido Dimensiones para mezclador rápido de turbina de 6 aletas planas Configuración del resalto en un canal de mezcla rápida Configuración del resalto en un vertedero rectangular Esquema del vertedero rectangular para el ejemplo 3.10 Tipos de floculadores Floculadores de eje horizontal Floculadores de eje vertical Floculador hidráulico de flujo horizontal Floculador hidráulico de flujo vertical

22 23

24 31 32 34 38

40 40 41 41

41 43

so 51

52 54 56 60 62

64 69 72 82 83

84 85 85

322


Figura 4.6 Figura 4.7 Figura 4.8 Figura 4.9 Figura 4.10 Figura 4.11 Figura 4.12 Figura 5.1 Figura 5.2 Figura 5.3 Figura 5.4 Figura 5.5 Figura 5.6 Figura 5.7 Figura 5.8 Figura 5.9 Figura 5.10 Figura 5.11 Figura 5.12 Figura 5.13 Figura 5.14 Figura 5.15 Figura 5.16 Figura 5.17 Figura 5.18 Figura 5.19 Figura 5.20 Figura 5.21 Figura 5.22 Figura 5.23 Figura 5.24 Figura 5.25 Figura 5.26 Figura 5.27 Figura 5.28 Figura 5.29 Figura 5.30

Esquemas de floculadores Elemento de fluido sometido a mezcla lenta Esquema ejemplo 4.8 Esquema ejemplo 4.9 Dimensiones floculador de turbina del ejemplo 4.1 O Floculador hidráulico de flujo horizontal para un caudal de 10000 m3/d Dimensiones floculador de paletas de eje vertical del ejemplo 4.13 Diagrama paragenético Sedimentación de una partícula discreta en reposo Zonas hipotéticas en un tanque de sedimentación rectangular Sedimentación de partículas discretas Volúmenes rectangulares de una suspensión de particulas no floculentas en sedimentación bajo condiciones tranquilas Columna para análisis de sedimentación Curva para análisis de la velocidad de asentamiento de partículas discretas Curva de velocidad de sedimentación, ejemplo 5.5 Trayectorias de sedimentación Trayectoria de sedimentación, ejemplo 5.8 Sistema de coordenadas Esquema sedimentador de placas paralelas Tanque de sedimentación rectangular, flujo rectilíneo Tanque de sedimentación, dosificación central, flujo radial Tanque de sedimentación, dosificación perimetral, flujo radial Sedimentador rectangular Sedimentador circular Sedimen.tador simple Sedimentadores horizontales Estructuras de salida en sedimentadores rectangulares Distribución típica de tolvas de lodos para tanques de sedimentación rectangulares Descripción del sistema de alta tasa Canaletas para el agua decantada Sedimentador de manto de lodos Sedirnentador con fondo cónico Sedimentador de Bacchus Marsh Sedímentador de manto de lodos con agitación simple Permujet de Permutit Sedimentador Edospina modelo A Sedimentador Edospina modelo B Sedimentador de BRNO (Checoslovaquia)

88 88 101 105 107 111 114 120 122 125 126 128 129 130 132 134 137 140 141 146 146 146 146 146 147 148 149 150 151 151 152 153 153 154 154 155 156

323

INOICES

Figura 5.31 Figura 5.32 Figura 5.33 Figura 5.34 Figura 5.35 Figura 5.36 Figura 5.37 Figura 5.38 Figura 5.39 Figura 5.40 Figura 5.41 Figura 6.1

Decantador Aquazur - B de Degremont El accelator de lnfilco Sedimentador de manto de lodos puJsante Esquema ejemplo 5.13 Dimensiones sedimentador de placas paralelas Trayectorias de sedimentación. Ejemplo 5.16 Curva de velocidad de sedimentación. Ejemplo 5.15 Esquema sedimentador de placas paralelas Esquema del ejemplo 5.18 Esquema del ejemplo 5.19 Gráfico de velocidad de sedimentación para el ejemplo 5.20 Esquema indicativo de la operación de un filtro rápido convencional de arena Figura 6.2 Tipos de filtros Medios de filtración Figura 6.3 Figura 6.4 Filtro lento de arena Figura 6.5 Filtro rápido de arena Figura 6.6 Corte a través de un filtro de presión Esquema de un filtro rápido convencional Figura 6.7 Filtro rápido de arena Figura 6.8 Sistemas de control de filtros Figura 6.9 Figura 6.9c Filtración con afluente igualmente distribuido Figura 6.10 Variables de un filtro de tasa declinante sin restricciones Figura 6.11 Esquema de flujo en un filtro Figura 6.12 Comportamiento de un lecho filtrante durante el lavado Figura 6.13 Esquema de un filtro sometido a lavado Figura 6.14 Drenaje con tuberías perforadas Figura 6.15 Drenaje con fondo Leopold F igura 6.16 Planta de filtres con orificio de control Figura 6.17 Corte de un filtro con orificio de control Figura 6.18 Esquema ejemplo 6.16 Figura 6.19 Esquema dimensiones canaletas de lavado Sistema de dosificación de cloro tipo vacío Figura 7.1 Figura 7.2 Esquema sistema de dosificación de cloro Hidráulica típica de un inyector Figura 7.3 Hidráulica del ejemplo 7.6 Figura 7.4 Figura 7.5 Hidráulica del ejemplo 7.7 Difusor para tubería de diámetro menor de 24" Figura 7.6 Difusor perforado para tubería de diámetro mayor de 36" Figura 7.7 Difusor para canal abierto Figura 7.8 Difusor para canal abierto Figura 7.9 Figura 7.10 Diagrama de Moody Presión negativa en filtros Figura 8.1 Lecho de secado de lodos Figura 9.1 Corte de un lecho de secado de lodos Figura 9.2

156 157 158 172

177 181 183 185 186 188 189 196 197 198

200 200 201 201 202 206 207 208 209 116 216 231 231 232 232 233 235 248 249 257 258 259 260 261 261 261 262 276 293 294

324

PoTABILIZAC16N DEL AGUA

Figura Figura Figura Figura

9.3 9.4 9.5 9.6

Filtro prensa Prensa filtro de correa Procesos de tratamiento y disposición de lodos Tratamiento de residuos planta de purificación de agua

297 298 301 301

ÍNDICE ANALiTICO

A Aireación, 27 aireador manual para remoción de hierro y manganeso, 43 aireadores de caída del agua, 33 ejemplos, 44 fundamentos, 30 generalidades, 29 Aireador manual para remoción de hierro y manganeso, 43 Aireadores, de caída del agua, 33 de bandej,as múltiples, 35 de fuente o surtidores, 33 en cascadas y vertederos, 38

e Canal rectangular con resalto hidráulico, mezcla rápida en, 63 Canaletas de lavado, 49 Carga máxima en los ftlrros, pérdida de, 222 Ooración, 245 difusores, 259 dosificación de cloro gaseoso, 247 ejemplos, 256 flujo de cloro gaseoso, 252 flujo de cloro gaseoso en vado, 253 flujo de cloro líquido en tuberías, 250 sistema de inyección, 255 Cloro gaseoso, dosificación, 247 flujo, 252 flujo en vacío, 253 Cloro líquido, densidad del, 306 flujo en tuberías, 250 porcentaje en el cilindro cargado, 306 presión de vapor del, 305 Ooro liquido y gaseoso, viscosidad, 305 Ooro, solubilidad en el agua, 307

Control de operación de plantas de purificación de agua, parámetros, 267 Criterios para diseño, de floculadores hidráulicos, 91 de floculadores mecánicos, 94 de mezcla rápida, 59 de sedimentación, 158

D Difusores de cloro, 259 Diseño, consideraciones generales, 20 Diseño para floculación, consideraciones, 80 ecuaciones, 87 Diseño para mezcla rápida, consideraciones, 54 ecuaciones, 55 criterios, 59 Dosificación de cloro gaseoso, 247 Drenajes para filtros, 229

E Ecuaciones para diseño, de floculacióo, 87 de mezcla rápida, 55 Ejemplos, aireación, 44 cloración, 256 filtración,212,222,234,237 floculación, 97 mezcla rápida, 72 sedimentación, 131, 136, 168

F Filtración, 191 canaletaS de lavado, 235 descripción de la ftltración, 196

326

drenajes para filtros, 229 ejemplos, 212, 222, 234, 237 flujo a través de lechos expandidos, 215 hidráulica de la filtración, 208 hidráulica del sistema de lavado, 231 lavado de filtros, 219 lecho de grava, 228 mecanismo de remoción, 193 número y tamaño de los filtros, 222 pérdida de carga máxima en los filtros, 222 selección del medio filtrante, 224 sistemas de flltración, 197 tuberías de los filtros, 230 Filtración, sistemas de, 197 dirección de flujo, 197 fuerza impulsora, 198 método de control, 199 tasa de flltración, 199 tipo de lecho filtrante, 198 Filtros, drenajes para, 229 lavado de, 219 número y tamaño de Jos, 222 pérdida de carga máxima en los, 222 tuberías de los, 230 f'loculación, 77 consideraciones de diseño, 80 criterios para diseño de fld'culadores hidráulicos, 91 criterios para diseño de floculadores mecánicos, 94 ecuaciones para diseño, 87 ejemplos, 97 lmroduccióo, 79 tipos de floculadores, 80 Floculadores hidráulicos, criterios para diseño, 91 Hoculadores mecánicos, criterios para diseño, 94 Floculadores, tipos de, 80 Flujo a través de lechos expandidos, 215


Flujo de cloro gaseoso, 252 en vacío, 253 Flujo de cloro líquido en tuberías, 250

H Hidráulica de la filtración, 208 del sistema de lavado, 231

1 Inyección de cloro, 255

L Lavado de filtros, 219 Lecho de grava en sistema de filtración, 228 Lechos expandidos, flujo a través de, 215 Lodos para tratamiento de plantas de purificación de agua, características, 287 métodos de reciclaje, 300 métodos de tratamiento y disposición, 291

M Mantenimiento de plantas de purificación de agua, principios, 266 Medio filtrante, selección del, 224 arena, 225 antracita, 226 arena-antracita, 226 Mezcla rápida, 47 consideraciones de diseño, 54 criterios para diseño, 59 descripción, 49 ejemplos, 72 ecuaciones para diseño, 55 con una turbina, 60 en canal rectangular con resalto hidráulico, 63 en vertederos reCtangulares, 68

327

INDICE ANAúTICO

Mezcladores rápidos hidráulicos, 53 Mezcladores rápidos mecánicos, 53

Resalto hidráulico, mezcla rápida en canal rectangular con, 63

S

o Operación y mantenimiento de plantas de purificación de aguas, 263 consideraciones básicas de los procesos de tratamiento, 268 objetivos de la operación, 267 parámetros de control de operación, 267 principios de mantenimiento, 266 principios de operación, 265 registro e informes de operación, 281

p Plantas de purificación de aguas, operación y mantenimiento, 263 Plantas de purificación, tipos, 15 Procesos de tratamiento, consideraciones básicas, 268 aforo, 269 coagulación, floculación, 269 cribado, 268 desinfección, 278 filtración, 272 sedimentación, 271 Propiedades físicas del agua, 303, 304 Purificación, tipos de plantas, 15 Purificación del agua, 13 consideraciones generales del diseño, 20 tipos de plantas de purificación, 15

R Remoción en proceso de filtración, mecanismo de, 193

Sedimentación, 117 criterios de diseño, 158 ejemplos, 131, 136, 168 introducción, 119 sedimentación de tasa alta, 138 sedimentación tipo 1, 121 sedimentación tipo 2, 133 tanque de sedimentación idea~ tipo 1, 125 tanque de sedimentación idea~ tipo 2, 136 tipos de sedimentación, 119 tipos de tanques de sedimentación, 145 Sedimentadores de manto de lodos o de contacto con sólidos suspendidos, 152 Sistema de inyección de cloro, 255

T Tanque de sedimentación ideal, sedimentación tipo 1, 125 sedimentación tipo 2, 136 Tanques de sedimentación, tipos de, 145 Tasa alta, sedimentación, 138 Tratamiento de lodos de plantas de purificación de agua, 283 cantidades, 290 características, 287 consideraciones ambientales, 287 introducción, 285 métodos de reciclaje, 300 métodos de tratamiento y disposición, 291 origen, 285 Turbina, mezcla rápida con una, 60

V Vertederos rectangulares, mezcla rápida en,68

Esta obra forma parte del convenio de coediciones entre la Escuela Colombiana de Ingeniería y Alfaomega, cuyo propósito es difundir en los países de habla hispana, los trabajos de destacados Ingenieros latinoamericanos, para responder a las necesidades de nuestro entorno.

POTABILIZACIÓN DEL AGUA La potabilización del agua es un grave problema que aqueja a cientos de habitantes tanto en zonas urbanas como en zonas rurales , que requiere soluciones si no fáciles sí eficaces y económicamente viables. Esta investigación y análisis pretende contribuir y acercar al lector a adentrarse en los principales procesos empleados actualmente en la potabilización del agua ; desde aspectos generales sobre el diseño de una planta de purificación, pasando por procesos como la aireación, la mezcla rápida , la floculación , la sedimentación , la filtración y la cloración, hasta el mantenimiento y operación de una planta potabilizadora de agua . A lo largo del libro encontrará numerosos ejercicios ejemplificando casos reales , así como abundantes ilustraciones. Jairo Alberto Romero Rojas Ingeniero Civil de la Universidad Nacional de Colombia, obtuvo el Master of Engineering en Ingeniería Ambiental en el Rensselaer Polytechnic lnstitute, Troy, Nueva York, y recibió diploma en Aguas Subterráneas de la Universidad Hebrea de Jerusalén. Desde 1964 ha estado vinculado a la Universidad Nacional de Colombia ocupando distintos cargos docentes y administrativos entre los cuales se destacan: Jefe de la sección de Ingeniería Sanitaria, Vicedecano y Decano de la Facultad de Ingeniería, y Director de Posgrado. En la actualidad es profesor asociado de la Facultad de Ingeniería. Desde 1975 es profesor de Ingeniería Ambiental en la Escuela Colombiana de Ingeniería, área en la cual se ha desempeñado como consultor, simultáneamente con su c;jercicio docente. Actualmente es el director del Centro de Estudios Ambientales y de la Especialización en Saneamiento Ambiental de esta institución.

Romero Rojas Jairo Alberto - Potabilizacion Del Agua

Recommend Documents