TemaS Sistemas de aireación. Técnicas aplicables al diseño
gestión
Juan de Dios Trillo Monstsoriu
ÍNDICE
1.
1.1. FUNCIONES BÁSICAS DE UN SISTEMA DE AIREACIÓN ........ ....... .... ......... ..... ........ ... ......... ......
2. NECESIDADES DE OXÍGENO EN LOS PROCESOS BIOLÓGICOS ............ 2.1 DEMANDA DE OXÍGENO DE LA MATERIA CARBONOSA ................. ......... ........ .. ... 2.1.1 MÉTODOS
DE
CALCULO
DE LA
DEMANDA
DE
OXÍGENO
DE
LA MATERIA
CARBONOSA .............. ............................ ........................... ................. .... .............. ............................. ............................... ............................... .............................. ................... ....
2.2 DEMANDA DE OXIGENO DE LA MATERIA NITROGENADA .............. ......... .............. 8 2.2.1 MÉTODOS
DE
CALCULO
DE
LA DEMANDA
DE
OXÍGENO
DE
LA MATERIA
NITROGENADA ................. ....... ....................................... ......................................... ....................................................... ..............
2.3 COMENTARI
SOBRE LAS BASES DE PARTIDA ......... .............................. ........................... ...... ...... ... ...... ... .... 10
2.4 EJEMPLOS DE CÁLCULO ....... ............... ..... ................................. ... ................................. .................................. .... 11 2.5 VARIACIONES DE LA DEMANDA DE OXÍGENO ................... .. ....................... ............................ ....... .... ... 2.5.1 VARIACIÓN TEMPORAL ..................................................... ............... ................... ... ... 2.5.2 VARIACIÓN ESPACJAL .......... ..................... ..................... ..................... ............. .. ....... ... ................. .. ...................... 14
2.6 2. 6 ENERG ÍA PARA MEZCLADO ....... ........... ........ ........ .... .. .... ............ ......................... .......................... .......................... ............. .............. 18 2.7 NIVEL DE OXÍGENO OXÍ GENO DISUELT DISUELTO O ... ...... ....... ........ ........................ .................... ............... ............................... ................................. ................. ... 18
3. TRANSFERENCIA DE OX OXÍG ÍGEN ENO O ......... .................. .................. .................. .................. .................. .................. ............... ...... 19 3.1 INTRODUCC IÓ
......................................... ..................................... ........... ....... ...................... ....... ................................ .. 19
3.2 ECUACIÓN G ENE ENERAL RAL DE LA TRAN SFERENC SFERENCIA IA DE OXÍGENO ............. ...................... ......... .... ..... .....20 20
3.3 TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES NORMALIZADAS (ESTÁNDAR)...... (ESTÁNDAR) ...... 3.3.i
...
................... ......... .......... .... ....................... ................... ... .............. ......
...
.................. ......... ......... ..... ........... ...... .. ........ ...
21
EXPRESiONES DE LA EFiCiENCIA DE UN SISTEMA SISTEMA DE AIREACIÓN AIREAC IÓN ..... .. ....... .......22 22
3.3.2 INFORMACIÓN SUMINISTRADA POR LOS FABRICANTES DE LO EQUIPOS DE AIREACIÓN AIREACI ÓN RESPECTO RESPECTO A LA EFICIENCIA DE TRANSFERENCIA ................................. 23
3.4 TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES DE CAMPO........ CAMPO ............ .......... ...... .. ... .. .... ....24 24 3.5 FACTORES QUE INFLUYEN SOBRE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES DE CAMPO ........ ...................................... .............................. .... .................................... ................................ ......... .................. ............ ... 27 3.6 METODOLOGÍA DE CÁLCULO DEL SISTEMA DE AIREACIÓ AIREACIÓN N ............................... ............................... 28 3.7 VALORES CARACTERÍSTICOS DE LOS COEFICIENTES a
DE LA
TRANSFERENCIA EN CONDICIONES DE CAMPO .............. ................................ .................. .............. ..... ........... ...... 36
4. SISTEl\1AS DE AIREACIÓN ........................................................................... 32 4.1
AIREADORES SUPERFI SUPERFICIALES CIALES......... ............. ....... ...... .................. .............. .. .. ... ... ....... ....... ... .. ... ........ ..... ... .... ....... ....... .............. .......... 32 4. 1.1
IREADORES DE EJE VERTICAL .................
4.1.2 AIREADORES DE EJE HORIZONTA
...
..................... ..... ................ .......... ............. .............. ................. ...... .... ....33 33
.................... .... ................ .. .... .............. .......... .................................33 33
4.1.3 AIREADORES DE ASPI ASPIRACI RACIÓN ÓN CON ROTOR SUMERGIDO .................... .................................. .............. 34 .1.
EYECTORES ... ............. ........................................... ................................. ................. ................................. ................................ ............................. .................. ..... 34
4.1.5 VALORES CARACTERÍSTICOS DE LA TRANSFERENCIA DE m 1 G E N O DE LO AIREADOR AIRE ADORES ES SUPERFICIAL SU PERFICIALES ES ................ ................................ ................................. ................................. ................................. ......................... ........35 4.1.6 CALCULO DE LA POTENCIA DEL AIREADOR AI READOR .............. ............................. ............................... ........................... ...........36 4.1.7 ENERGÍ ENERGÍA A PAR PARA A MEZCLADO .............................. ............................................ ............................. .............................. ........................... ............36 4.1.8 REGULACIÓN
DE
LA
OXIGENACIÓN
EN
LO
SISTEMAS DE AIREACIÓN
37 SUPERFICIAL .............. ............................. ............................... ............................... ............................... ............................... .............................. ............................. ..............37
4.2 AlREADORES SUBSUPERFICIALES SUBSUPERFICIALES..... ............................ ....................... ............. ........................ .................... ......... ........ .. ........... 39 4.2.1 DIFUSORES POROSOS FiNOS ......... ....................... ........................ .................. ............ .... ... ................................... ...................................40 40
4.2.2 CONFIGURACIONES UTILIZADAS ............ ... ..... ... .. ... ........ ......................................42 4.2.3 FACTORES QUE AFECTAN LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO ...................... 4 4.2.4 VALORES CARACTERÍSTICOS DE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO DE LO AIREADORES SUBSUPERFICIALE .................................................................................. 44 .2.5 MOTOSOPLANTES ......................................... ... ........... .. .......................... ... .............. 45 4.2.6 ENERGÍA PARA MEZCLADO ............. ......... ............................ ....................................49 4.2.7 REGULACIÓN DE LA OXIGENACIÓN ..................................................................... .49 5.
TÉCNICAS APLICABLES AL DISEÑO
GESTIÓN DE SISTEMAS DE
AIREACIÓN ......................................................................... 5.1
.......................................
51
LIMITACIONES E INSUFICIENCIAS DEL SISTEMA METODOLÓGICO DE
CÁLCULO DESCRlTO ................ ........ .................... ............... ..................................... .. ........ ... 51
5.I.}
cALCULO DE
DEMANDA DE OXíGENO ................... .... .. ................................... 51
5.1.2 VARIACIÓN DE LA DEMANDA DE OXÍGENO A
LARGO DEL TANQUE ......... 52
5.}.3 SELECCIÓN DEL DIFUSOR .......................................................... ........ .... ............... 53 5.}.4 CAUDAL DE AIRE Y SU DISTRIBUCIÓN ESPACIAL..... .. ......... ....
.. .. ........ ............. 54
5.2 INSUFICIENCIAS ASOCIADAS A LA GESTIÓN DE UN SISTEMA EXISTENTE
.. .. 55
5.3 MEDIDA DE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES DE CAMPO .............
... .........
..... .................
... .............................................................
............ 57
5.3.1 DESCRIPCIÓN DEL MÉTODO DE ANALISIS OFF-GAS PARA MEDIDAS DE CAMPO .............. .................................... .. ....... ... ............................................. ................ ... .. 58 5.3.2 DESCRIPCIÓN DE LA TÉCNICA
DE
ENSAYO EN COLUMNA ................................60
SISTEMAS DE AIREACIÓN. TÉCNICAS APLICABLES AL DISEÑO Y GESTIÓN
1.
INTRODUCCIÓN
El tratamiento biológico constituye el núcleo fundamental de la EDAR. La obtención de los límites de calidad del efluente establecidos por la legislación vigente implica la aplicación, prácti camente universal, de sistemas de tratamiento biológico. Dentro de la amplia gama de procesos de tratamientos biológicos disponibles para su aplicación, en la actualidad y, desde hace varias décadas los procesos aerobios de cultivo en suspensión (fangos activados en cualquiera de sus variantes y configuraciones), son
po
razón de su eficacia,
versatilidad y economía, los de utilización mayoritaria en las EDAR. La propia concepción de estos sistemas (procesos aerobios) implica la necesidad fundamental, aunque no exclusiva como se señala más adelante, de suministrar a aquéllos el oxígeno necesario para el desarrollo del proceso. Bajo el título gen rico de sistemas de aireación se incluyen un conjunto de bases de diseño y técnicas específicas destinadas, primordialmente, a satisfacer esa demanda de oxígeno complementariamente otros requerimientos asociados
esos procesos.
FUNCIONES BÁSICAS DE UN SISTEMA DE AIREACIÓN Las funciones básicas que debe cumplir un sistema de aireación son las siguientes: l.
Suministrar el oxígeno necesario que permita la sátisfacción de la demanda asociada a la materia carbonosa y, adicionalmente, en su caso, la de la materia nitrogenada presente en el agua residual a tratar.
2.
Suministrar el oxígeno necesario para la satisfaccíón de la demanda asociada a la respiración endógena del cultivo biológico que constituye el fango activado
3. Aportar la energía necesaria para conseguir el mantenimiento de condiciones homogéneas en el seno del reactor biológico de forma que tanto el sustrato a eliminar como el oxígeno necesario para el desarrollo del proceso estén uniformemente distribuidos en aquél y, po tanto, fácilmente disponibles para su utilización po los microorganismos. Mantener un nivel de oxígeno disuelto en la totalidad del reactor que posibilite el desarrollo n0l111al
de as reacciones involucradas.
En lo que sigue se analizan as necesidades asociadas
las funciones señaladas.
NECESIDADES DE OXÍGENO EN LOS PROCESOS BIOLÓGICOS
2.
El consumo neto de oxígeno po parte de lo microorganismos presentes en el reactor biológico viene definido po la siguiente expresión: DEMANDA DE LA MATERIA CARBONOSA Organismos heterotrofos
DEMANDA DE LA CONSUMO NETO
MATERIA NITROGENADA
DE OXÍGENO
Organismos autotrofos nitrificantes
(1)
APORTE PO DESNITRIFICACION Organismos heterotrofos
2.1
DEMANDA DE OXÍGENO DE LA MATERIA CARBONOSA
De fomla simplificada puede decirse que el concepto básico asociado a la eliminación de la
demanda carbonosa reside en qu el
igeno a suministrar debe satisfacer la demanda asociada
la
síntesis de material celular (crecimiento o asimilación) y a la re piración endógena de os microorganismos. Ambas demandas son función del tiempo de ret nción celular (SRT) del sistema pero co
la
diferencia que mientras que la demanda de sintesis presenta un límite superior, de tal fomla que pemlanece prácticamente invariante a partir de un valor de SR
detemlinado, la demanda por
re piración endógena se incrementa de fomla continua de hacerlo SR dentro del intervalo nOllllal de valores de este parámetro Esta circunstancia puede ser representada en la Figur·a 1, donde se pone de manifiesto que la demanda total de oxigeno crec a medida que crece M)
SR
(o decrece
SRf
V\ 1. demanda de oXIg2no en func ion d,1
olucion de
1.6
,---¡--¡,-'
---;
-.--,
"" -;
--.
S ~ i
1.6
lA
<>
'"
'"
1.2
1.0 30°C
'"
20'e o'e
-.....
'"
OA
A:;L!Q esic',:ci urbcna
000/060 SSi/D30
02 DA
1.0
I.S2
5 6lB
10
1.5-2.0 0.8-1.2 1520
j¡J
SRf,dias
GURA 2. Consumo G: oXigeno en funcion Gel SR
lo l::mp€rot ro
MÉTODOS
1.1
DE
CÁLCULO
DE
LA DEMANDA DE OXÍGENO
DE
LA MATERIA
CARBONOSA So
varios los métodos de cálculo que suelen utilizarse para el cálculo de la demanda de
oxígeno asociada
la eliminación de la materia carbonosa.
Conceptualmente, los métodos disponibles pued n agruparse en dos sistemas generales:
l. MÉTODOS EMPÍRICOS basados en la utilización de ratios, generalmente expresados como kilogramos de oxígeno necesario para la eliminación de un kilogramo de materia orgánica carbonosa (DBO,
DQO), derivados de la experiencia obtenida
lo largo de los
años en numerosas instalaciones. 2. MÉTODOS I3ASADOS EN LA UTILIZACIÓN DE MODELOS que pemliten el cálculo de la demanda a partir de ecuaciones que simulan la cinética y estequiometría de las reacciones que tienen lugar en el proceso. La demanda de oxígeno calculada po cualquiera de los métodos señal ados es función, po una parte del SR ya que
del proceso, tal como se ha señalado anterionllente y de la temperatura
aumento de este parámetro supone un incremento de los coeficientes cinéticos
asociados a las reacciones que tienen lugar en
Es imp0l1ante señalar que en
m1Ínos generales, la demanda total de oxígeno calculada con
cualquiera de lo métod os es muy similar
so fisticados
110
propor iona
mayor es el grado de
el proceso.
qu
correspondientemente, acudir
métodos muy
un grado de precisión significativamente mayor. Por contra cuanto
de complejidad del modelo utilizado mayor es la precisión en la detemlinación
la variaciones temporales
espaciales de la demanda de oxígeno cuyo conocimiento es
primordial para la adecuación del sistema de aireación a las necesidades reales que se presentan
en el reactor. En lo que sigue se incluye infol111ación relativa algunos de lo métodos de cálculo señalados. MÉTODO EMPÍRICO DE
MANUAL OF PRACTICE 8 (WPCF) (1)
La relació entre la demanda de
por unidad de DBOs eliminada
licor me cla para un agua residu l urbana típica viene indicada en
el SRT
la Figura 2.
la temperatura del
MÉTODO BASADO EN LOS MODELOS DE ECKENFELDER
LAWRENCE
McCARTY Estos dos modelos son, esencialmente iguales, ya que la única diferencia entre ellos estriba en los parámetros utilizados que, en cualquier caso están unívocam nte relacionados entre sí, con lo cual puede hablarse de un sólo modelo. A efectos simplificatorio s, en lo qu sigue
resume
método de Eckenfelder (2) que parte de
la siguiente expresión: Necesidad de
(kgO,ldía)
kgO ,l dia
para síntesis
x
Q (So
S)
10
para respiración endógena.
(2)
b'
donde: a'
coeficiente estequiométrico que define la necesidad de oxígeno para síntesis expresada a efectos de utilización para el cálculo, como kgO,lkg
DE
eliminada
(básicamente función de la SRT). caudal diario a proceso (m'/dia) So
DEO, (mgll) del afluente al proceso DEO, (mg
b'
I)
soluble en el efluente del proceso
coeficiente inético que define el desarrollo de
re spiración
en kgO,lkg SSLM/día
la T)
(d")
(función de SRT
endógena, expresado
volumen d tanque de aireación (m'). concentración del licor mezcla (kglm')
En la tabla adjunta se indican los valores de a' mú
ca del proceso.
el rango de valores abitual
de a carga
Carga másica
1,0
50
0,136
0,7
50
0,13
0,5
50
0,
0,4
53
0,117
0,3
0,55
0,108
0,59
0,092
0,65
0,066
66
0,040
O,
0,05
Los valores del coeficiente cin tico T=20
(d-! )
(\>gO,fkg BO,J
DBO,/d/kgSSLM)
(\
23
indicados en la tabla son los correspondientes para
Para otras temperaturas pued n calculars utiliz ndo una expresión de este tipo.
T
El va or de
'a
cr 20
(3)
en el rango de temp raturas de 5 a 35 C es d l orden de 1 029.
MÉTODO DEL WATER RESEARCH CENTER (WRC) (3) Utili a la sigu ente expresión implificada a partir de una formulación similar a la de Eckenf elder adopt ndo valores con tantes de a = 0,75, tener en cuenta l fracción a
ti
CM
d'!
un alor
75 qu multiplica
0,05
(4)
--'-
CMxp
es la carga másica del proceso, expresada en kg DBO/dfkg SSLM
rendimiento de eliminac ión de a DBO otal expres do en tanto po uno. Esta expre ión se con idera vá ida dentro del intervalo O,
MÉTODO DE LA AT
(ATV-Standard A-l3 ) (4)
Utiliza la expre ión g nera
para
a del fango
(kgO,/kg DBO,) = 0,75
donde
0,06
:5
:5
0,5.
(p) el
b'H x
kgO,/kg DBO,
T-15)
bH
YH x SRT
T-15)
(5)
SR
donde: demanda de oxígeno para síntesis (kgO,/kg DBO,) coeficiente de la demanda de oxígeno para respiración endógena (d ¡ ) de la
b'
fracción activa del fango tasa de desaparición de microorganismos por endogénesis (d -¡)
b¡
coeficiente de crecimiento (kg MS/kg DBO,)
que al particulmi arla pa (a
0,5; b'H
los siguientes valores:
0,24; b¡¡
08; Y¡¡
0,6;
1 , 0 n ) se obtiene la expresión que figura en la
citada publicación:
OV =
c
0144 SR
SR
J.on(T-15)
0,08 x J.on(T-15)
0,5 (kg 0 2 / k g DBO
(6)
MODELO ACTIVATED SLUDGE N"! (IAWPRC) (S)
Es un modelo avanzado en el que la materia orgánica presente en el agua residual es subdividida en diversas fracciones y donde el concepto aplicado para el cálculo de la demanda de oxígeno se basa en el establecimiento de un balance de la utilización de aquél
de la demanda que sale del
sistema en el efluente y la purga de fangos. El problema asociado a la utilización de este modelo reside en la necesidad de generar la infommción suficiente sobre los parámetros estequiométricos y cinéticos del proceso y sobre los constituyentes del agua residuaL En ausencia de esa infoll11ación específica para cada agua residual valorcs dc litcratura aunque, cn que la de los métodos precedentes.
proceso es posible acudir
tc caso, la prccisión delmodclo no cs sub tancialmcntc mayor
2.
D E M A N D A D E O X I G E N O DE LA M A T E R I A N I T R O G E N A D A
La eliminación de materia nitrogenada en el reactor biológico tiene lugar mediante tres procesos
básicos: 1. Nitrificación: conversión biológica del
presente en el afluente
formas oxidadas ( N O ;
NO,·). La demanda de oxígeno para la realización de las reacciones de oxidación-reducción que tienen
lugar en este proceso se estima estequiométricamente en
57 kgO, po kilogramo de nitrógeno
nitrato fomJado. 2. Asimilación: incorporación de
la masa celular de los microorganismos (tanto
heterotrofos responsables de la eliminación de la materia carbonosa como de los heterotrofos responsables de la desnitrificación biológica
de los autotrófos responsables de la nitrificación)
en su condición de nutriente necesario para el crecimiento celular Es importante señalar que la conversión del
NH;
que tiene lugar en el proceso de nitrificación
no supone una eliminación real del contenido de los compuestos de nitrógeno del afluente sino únicamente una transformación (de la forma NI
NO,·
NO,) Po contra, la asimilación sí
qu supone una verdadera eliminación de nitrógeno po razón de su desaparición del sistema vía la purga de fangos del mismo. 3. Desnitrificación: conversión biológica en condiciones anóxicas del NO,· fom1ado previamente en el proceso de nitrificació a gas nitrógeno
óxidos de nitrógeno.
El proceso de desnitrificación contribuye a reducir la demanda total de oxígeno del sistema po razón de que la reducción de NO,·
nitrógeno gas que tiene lugar en aquél implica el consumo
de una fracción de la demanda carbonosa presente. La reducción de la demanda de oxígeno que se produce en el proceso se calcula, estequiométricamente, en
86 kg de O, po kilogramo de
nitrógeno-nitrato reducido. acuerdo con lo expuesto la demanda de oxígeno asociada a procesos nihificantes y nitrificante -desnitrificantes es la siguiente:
Procesos nitrificantes
kg
día
,--5_7_x--'Q::....x_ N:;--- _N_O-,,3-,-f
(7)
10
donde: N-NO]
nitrato f0l111ados, expres dos en mg caudal diario
N-NO]
proceso (m]/día)
Procesos nítrífic an tes-desnitrificantes
kg O/día
4,57
2,86 x
10
(8)
x N-NO],
donde: N-NO],
nitratos reducidos en el sistema po conversión a nitrógeno-gas, expresados en mg
2.2.1 MÉTODOS DE CALCULO
DE
LA DEMANDA DE OXÍGENO
DE
LA MATERIA
NITROGENADA De f0I111a sim ilar
lo señalado re spec to al cálculo de la dema nda de la materia carbonosa, también
es posible la utilización de diversos conceptos para el cálculo de la demanda de la materia nitrogenad a. Partiendo de la pr misa de que, por vía simplificada, las demandas de oxígeno expresadas en (7) (8) tienen una base exclusivamente estequiométnca, los diversos métodos de cálculo difieren, exclusivamente, en la adopción de supuestos
ás o menos precisos o simplificados para la
detemlinación de la ma sa de nitratos f0l1l1ados (N-NO] ,) en el proceso de nitrificación lo cual implica el es tablecimient de la masa que es in COl l'orado al fango
NK
efluente que es oxidable y de la fracción de NKT
que no es cedido nuevamente al
ema vía lí sis celular o por retomo
de líquid os residuales procedentes de procesos de tratamiento de aquél. lo que
ue se describen, someramente, los m todos utilizados, en orden de menor
compleji dad de lo
upuestos de pallida.
mayor
MÉTODO!
Se basa en suponer que la totalidad del NK presente en el afluente al proceso es nitrificable. Esta es una hipótesi conservadora que, lógicamente conduce a una sobreestimación de la demanda de oxígeno. Su utilización puede estar justificada cuando se carece de información fiable sobre
el
contenido de NK del agua a tratar.
MÉTODO Se basa en suponer que la totalidad del N-NH, presente en
el
afluente al proceso es nitrificable.
Continua siendo una hipo tesis conservadora aunque en menos grado que en el método El concepto aplicado
en
1.
este método reside en el supuesto simplificatorio de que la fracción de N
NI'¡, incorporada de fango es igual la de N-orgánico biodegradable presente en el afluente.
MÉTODO 3 Se basa en realizar un balance de ma sas de todos los compuestos de nitrógeno que en sus diferentes fracciones están presentes en
el
afluente, de las fracciones incorporadas
eliminadas del sistema y del contenido en La aplicación precisa de este
el
al
material celular que son
efluente.
todo requiere una caracterización profunda del afluente y de las
constantes estequiométricas y cinéticas del proceso El modelo activated sludge
N°
1 mencionad previamente constituye una base teóric avanzada para
la utilización de este método.
2.3 COMENTARIO SOBRE
as ta
LAS BASES DE PARTIDA
aquí, se han presentado los conceptos básicos
os métodos disponible para el cálculo de la
manda tot l de oxígen del sistema. Un aspecto que queda por comentar es l relativo
las bases de partida o cargas contaminantes
(materia carbonosa y nitroge nada) a considerar en los cálculos. 10
El método más simplista, y desafortunadamente de uso más extendido, se basa en suponer que la carga contaminante que recibe el reactor es la contenida en el agua bruta afluente a la planta menos aquellas fracciones eliminadas en las operaciones o procesos unitarios previos al tratamiento biológico (normalmente decantación primaria). El método más preciso y que más fielmente refleja la realidad, es tener en cuenta que, además
las
cargas contaminantes calculadas anterionnente, al proceso afluyen otTas que se encuentran presentes en los líquidos residuales que se producen en proce os posteriores, fundamentalmente en el tratamiento del fango, y que son reciclados a cabeza de la planta y que pueden representar incrementos de DBO" MES y ]\TKT que en una planta bien gestionada pueden situarse dentro del intervalo del 5-8% de las cargas contaminantes correspondientes en el agua bruta. Para l estimación de las cargas de lo líquido residuales vease la reCerencia (6). Como re umen puede señalarse que una buena práctica reside en la adopción de un incremento del orden del 5-8% de la concentración del agua bruta de los parámetTos DBO" MES
N-NH para
tener en cuenta el efecto señalado.
2.4 EJEMPLOS DE CÁLCULO En
el
apéndice
se incluyen uno ejemplos de aplicación de lo métodos de cálculo expuestos
previame nte para la deteIlllinación de las demandas de oxígeno de las materias carbonosa y nitrogenada.
2.5 VARIACIONES DE LA DEMANDA DE OXÍGENO La demanda de oxígeno estimada con cualquiera de lo métodos precedentes proporciona medio diario
el
valor
el valor medio horario de la demanda. Sin embargo, la cargas contaminantes
afluentes al sistema no son constantes sino que varian en el tiempo bien sea porque lo hacen las concentraciones de contaminantes o, los caudales afluentes o, comúnmente, ambos parámetros conjuntamente. Por otra parte, pueden producirse variaciones espaciales de los parámetro definitOlios
proceso, seg ún sea la configuración hidráulica del reactor, qu
dan lugar
variaciones correspondientes puntuales de la demanda de oxígeno a lo largo de aquél. En definítiva,
11
a la hora de establecer la demanda de oxígeno
de
diseño de
un
sistema
es
preciso tener en cuenta
dos tipos de variaciones.
2.5.1 VARIACIÓN TEMPORAL Incluye, tanto la estacional, o de larga duración, como la horaria o de corta duración (variación horaria
lo largo del día).
VariaciólI Estaciollal Con relación a la variación estacional, es evidente que el sistema debe proyectarse para la época del año en que la demanda de oxígeno sea máxima po razón de las mayores cargas contaminantes afluentes o por la estrategia de funcionamiento seleccionada Ejemplos de esta variación estacional lo constituyen, en lo que hace referencia a las cargas contaminantes,
aglomeraciones
urbanas
que
experimentan
crecimientos
estacionales
importantes, o bien EDARS que pueden recibir cargas contaminantes de intensidad variable asociadas a vertidos de industrias de actividad marcadamente estacional. Asimismo, una variación estacional importante puede residir en la circunstancia de que la EDAR prevea la nitrificación estacional (durante la época de altas temperaturas) del NK
afluente,
lo
cual impone una demanda estacional importante.
VariaciólI Horaria La variación horaria de la demanda a lo largo del día está asociada a la propia variación
horaria de las cargas contaminantes, cuyo conocimiento exige una buena caracterización del perfil horario de las concentraciones de contaminantes y de los caudales del agua bruta. La cuantificación de la variación horaria presenta aspectos complejos ya que, po
una parte,
no es sencillo caracterizar de fom1a precisa al afluente y por otra, hay que tener en cuenta que las variaciones horarias de la demanda de oxígeno que se produce como consecuencia de las correspondientes de la carga contaminante vienen laminadas porque: 1) el proceso presenta una inercia que impide su adaptación instantánea a variaciones instantáneas, 2) se produce
un
fenómeno de almacenamiento celular de materia orgánica durante los períodos de punta, lo 12
cual atenúa la demanda instantánea de oxígeno
3) el reactor ejerce un cierto efecto de
regulación de las cargas contaminantes.
método aproximado
po
lo expuesto anteriormente, conservador de estimación de la
demanda punta horaria correspondiente a la eliminación de la materia carbonosa se basa en suponer que la fracción de la demanda asociada a la respiración endógena es constante, independientemente de la variación horaria que se produzca de la carga contaminante
que la
demanda punta de síntesis es proporcional a la punta de contaminación horaria estimada Qpunta
DBOspunta
Qmedio x DBOSmedio Por ejemplo, en una planta operada con un SRT
5 días con un agua urbana típica, la demanda
media de oxígeno expresada en kg O,lkgDBO, es del orden de 0,9, donde una fracción del orden de 0,56 es debida a la síntesis y de 0,34 a la respiración endógena. Si la punta de caudal respecto al caudal medio horario es de 1,6
contaminación respecto a la media seria 1,6 x 1,4 kg O,lkg DBO, punta
Con lo que:
Demanda punta Demanda media
la de DBO, es de 1,4, la punta de
2,24 Y a demanda punta de oxígeno seria: 2,24 x 0,56
0,34
1,59
1,59
-=176
Como puede observarse, con este procedimiento simplificado se obtiene que una variación relativa horaria máxima de contaminación de 2,24 supone únicamente una variación relativa horaria del consumo de oxígeno de 1,76 (78,5%). Para la estimación de la demanda punta horaria para la eliminación de la materia nitrogenada se puede adoptar el criterio de que aquélla será proporcional
la fracción nitrificable que se presente
durante el periodo de punta de contaminación y que puede variar dentro de un intervalo del orden de 1,5
2,5 veces el valor medio, adoptándose valores mayores cuanto menor sea el SRT del proceso.
13
2.5.2
VARIACIÓN ESPACIAL
La distribución espacial de la demanda de oxígeno en un reactor, depende de la configuración hidráulica del mismo
de la del proceso adoptado.
Evidentemente, en un reactor de mezcla completa ideal no se produciria variación espacial de la demanda de oxígeno por definición propia del proceso Por contTa, cuanto más se aproxime la configuración del reactor
la de un flujo en pistón mayor
será la variación espacial. En la actualidad, existe una tendencia bastante marcada
la adopción de configuraciones próximas
al flujo en pistón, especialmente en plantas de tamaño medio
grande por razón de las ventajas que
proporciona en cuanto a la mejora de la eficiencia de los procesos nitrificantes y al establecimiento de condiciones de carácter selector que contribuyen a paliar los efectos que participan en el desarrollo de bacterias filamentosas (bulking filamentoso). En estos casos es muy importante estimar la variación espacial de las demandas carbonosa nitrogenada, con objeto d
establecer los valores correspondientes a cada zona del reactor
dimensionar los equipos de aporte de oxígeno de acuerdo con esa distribución ya que, de otra manera se puede incurrir en deficiencias dificilmente subsanables a posteriori. Como se ha señalado ant riormente, el método más preciso para la estimación de la variación espacial de la d manda de oxígeno es la utilización de modelos de simulación del proceso. Sin embargo, la utilización precisa de estos modelos es cara y dificultosa debida a los problemas asociados al establecimiento de los coeficientes estequiométricos
cinéticos que pennitan el
calibrado correcto del modelo. En consecuencia, en ausencia de esa información es preciso acudir a datos procedentes de la experiencia obtenida en otras instalaciones de medida de la respirometria del licor mezcla en fomla de la tasa de consumo de oxígeno (OUR) expresada en mg O, consumidos por hora y litro de licor mezcla (mg O/lIh)
lo largo de los reactores.
Esta inf0l1l1ación ha peIlllitido establecer las pautas generales de la variación espacial de la demanda de oxígeno en lo lél1llinos iguientes:
14
Demanda carbonosa
La demanda de oxígeno asociada
la síntesis disminuye gradualmente a lo largo del reactor desde
la entrada a la salida del mismo.
La demanda asociada a la respiración endógena permanece prácticamente a lo
rgo del reactor.
Demanda nitrogel1ada
da se presenta de fomla prácticamente constante a lo la rgo de reactor hast
La demanda nitrog
que se produce un efecto reductor al disminuir la concentración de N-NH4+ disponible que ejerce un efecto limitante del proceso. En la Figura
se muestra esquemáticamente la evolución teórica de la demand de oxígeno de un
reactor de nujo en pistón.
0"",-
g'::::::"
_ _ _ _ _ _ _ =::j
Demando nitrogenol;J;do;----
Respiracion endog;;no
ngitu
de recclor
FI GURA 3.
Evolucion cualitativa de la demando de oxigeno lo largo de un reactor con configurocion de flujo en pistan
Evidentemente la variación espac
de as demandas es fun ión de as caracterí ticas e
cíficas de
cada planta y, en consecuencia no es posible proporcionar información precisa sobre aqu lla. No obstante, en pistón
que sigue, se incluye
un os comentarios sobre
configuración d l nujo
datos lípie os de la variación espacial de la demanda. 15
El flujo en pistón en un reactor se caracteriza por el coeficiente de dispersión axial (D) y el
número de dispersión axial (N) cuya expresión es (7):
(9)
uL
donde: coeficiente de di spersió n axial (m'lh) velocidad longitudinal media del flujo (m/h) longitud del reactor (m) D es un coeficiente que sólo puede medirse in situ mediante trazadores, aunque se ha desarrollado un
aproximación emphica epresentada po la siguiente expresión que puede se utilizada para
cálculos est imativos (8): 3,118
AO,,, (lO)
donde: anchura útil del reactor (m) caudal de aire umini trado al reactor por unidad de volumen (m'/min/l
m'
Los valores caracteristicos de D son los siguientes: flujo pistón ideal 00
flujo de mezcla completa ideal
0,2
flujo en pistón
4,0
flujo de mezcla completa
Conociendo la demanda de oxigeno
el caudal de aire a suministrar, es posible estimar el va lor de
comprobar las caractetisticas de la configuración pr ev sta para el reactor. Otra aproximación al problema se puede realizar utilizando la siguiente fóm1Ula empitica desaITollada po el Water Rcscarch Center de Gran en serie equivalentes
retaña que proporciona el número de tanques
un reactor único no compartimentado (3):
16
__
, 4 L Q ( I+R) WH
(11)
donde: número de tanques en serie equivalentes longitud del reactor (m) caudal afluente (m'/s) relación de recirculación del fango (tanto po uno) anchura del reactor (m) profundidad del reactor (m) La utilización de esta reactor.
En
fÓl111Ula
pelmite obtener una aproximación a la configuración hidráulica del
general, el número mínimo de tanques en serie a considerar para
cierta aproximación a un flujo pistón es Po
de
poder
suponer una
3.
ejemplo, si mediante la fÓlmula anterior se obtienen que N es del orden
de
3, una aproximación
la di stribució espacial de la demanda selÍa la siguiente: Demanda carbonosa
Síntesis:
suponer que 2 3 de la demanda de síntesis se produce en el 3 restante en
primer
tercio del reactor
el
se undo.
Respiración endógella: se upone que es constante a lo largo del reactor, co valor de
po
cada
tercio del tanque. Demanda nitrogenada:
supone que es constante a lo largo de los dos primeros tercios del reactor (40% po tercio) y que el 20% restante se presenta en el último tercio.
Para un agua residual urbana típica
un reactor dimensionado para un
SR
del orden de 4-5 días
los supuestos adoptados conducilÍan la siguien e variación espacial de la demanda total (carbonosa nitrogena da): Primer tercio:
45-55
Segundo ercio: 25-35 17
Tercer tercio:
15-25
2. ENERGÍA PARA MEZCLADO La energía necesaria para el mantenimiento de condiciones homogéneas en el reactor puede ser suministrada por el propio sistema de aireación o por un sistema independiente o complementario de aquél. Los valores caracteristicos de energía de mezclado de los diversos sistemas de aireación utilizados en la práctica vienen indicados en el apa11ado correspondiente
los mismos.
2.7 NIVEL DE OXÍGENO DISUELTO Los niveles mínimos caracteristicos de oxígeno disuelto a mantener en la cuba de aireación para garantizar la efectividad de los procesos biológicos son los siguientes: Procesos no nítrificantes carga c
o n t a n ~ i n a n t e
media: 1,0 2,0 mg/l
carga contaminante punta:
2:
0,5 mg/l
Procesos nitrificantes Siempre 2: 2,0 mgll No
obstante, los equipos de aireación deben dimensionarse para mantener en condiciones de punta
de la demanda concentraciones de oxígeno disuelto de 2,0 mg!l independientemente del tipo de proceso de que se trate.
18
3.
TRANSFERENCIA DE OXÍGENO
3.1
INTRODUCCIÓN
Una vez calculadas las demandas de oxígeno del proceso de fangos activados (diaria, media horaria, punta horaria y variación espacial), el siguiente paso es
dimensionamiento del sistema de
el
aireación que satisfaga tales demandas. El objetivo fundamental de todo sistema de aireación es transferir oxígeno
al li co
mezcla de forma
que el oxígeno disuelto por esa acción pueda ser utilizado por los microorganismos en as reacciones involucradas en el proceso. Básicamente, la casi totalidad de los sistemas de aireación utilizados en en transferir oxígeno a licor mezcla a pariir del existente en
el
la
práctica se fundamentan
aire. Excepcionalmente, los sistemas
denominados de oxígeno puro se basan en el aporte directo de gas oxígeno
al
sistema.
Dejando aparte este sistema cuya utilización en EDARS está muy poco extendida, con relación resto de sistemas es posible establecer una primera clasificación atendiendo a realiza
transferencia de oxígeno según se indica en el
manera
en
al
que se
Cuadro 1.
CUADRO 1. CLASIFICACIÓN GENERAL DE LOS SISTEMAS DE AIREAC IÓN
TRANSFERENCIA DE O AL LICOR MEZCLA
SISTEMA DE AIREACIÓN
A PRESIÓN ATMOSFÉJUCA
SUPERFICIAL
Transferencia de oxígeno del aire ambiente al medio acuoso por fomJación y exposición de gotas de líquido al aire atmosférico y atrapamiento turbulento de aIre con fomlación burbujas.
SUBSUPERFlCIAL O SUMERGIDO
A PRESIÓN> ATMOSFÉJUCA
Siempre se produce una pequeña Transferencia de oxígeno desde transferencia de O, en la burbujas generadas por inyección superficie del medio acuoso en de aire al medio acuo contacto con aire ambiente. entidad es tan pequeiia que no se contabiliza. Su
19
En definitiva, el fenómeno fundamental que se produce en todo sistema de aireación es el de transferencia gaseosa desde el aire
la fase acuosa. En lo que sigue se presenta una información
básica sobre la transferencia de oxígeno a un medio acuoso.
3.2 ECUACIÓN GENERAL DE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO La tasa de transferencia de oxígeno desde una fase gaseosa a otra acuosa viene descrita por la siguiente ecuación:
donde:
dC dt
tasa de variación de l concentración de oxígeno disuelto en el medio acuoso (tasa de transferencia) (kglhlm').
KLa
coeficiente volumétrico medio aparente de transferencia (bol).
Cro·
concentración media de saturación de oxígeno disuelto en el medio acuoso tras un tiempo de aireación infinito (kg/m'). concentración media de oxígeno disuelto en el medio acuoso (kg/m').
De acuerdo con esta expresión, la masa de oxígeno transferido por un sistema de aireación a un reactor d volumen V(m') será la siguiente: OT
(kgO,lh)
. V . (Cro· - C)
(13)
donde: OTR
Tasa de transferencia de oxígeno del sistema de aireación al medio acuoso (kg O,Ih).
El valor de la OTR de un
aquél
tema de aireación constituye el aspecto fundamental y caracteristico de
es la base para el cálculo de equipamiento necesario para garantizar el fun cionamiento del
proceso.
20
Evidentemente, entre los factores que definen la OTR,
KLa
y Cro' dependen, además de otras
variables, de las caracteristicas específicas del medio acuoso. Comoquiera que las caractensticas del agua residual son siempre distintas para cada caso particular, es imposible disponer de valores representativos de K a y Cro' para cada agua residual por lo que en la práctica, la cuantificación de la OT
de un sistema de aireación se realiza en unas condiciones normalizadas de forma que el
valor obtenido puede ser utilizado como referencia para cada caso particular con las sa vedades correcciones que se describen más adelante.
3.
TRANSFERENCIA
OXÍGENO
CONDICIONES
NORMALIZADAS
(ESTÁNDAR)
La OT
de un sistema de aireación se mide en ensayos llevados a cabo en una condiciones
normalizadas y de acuerdo con un protocolo perfectamente definido (9). Las condiciones de realización del ensayo estándar para el cálculo de la OT son las indicadas en el Cuadro 2. CUADRO 2. DEFINICIÓN DE LAS CONDICIONES NORMALIZADAS CONDICIONES NORMALIZADAS
ARÁl\1ETRO
MEDIO ACUOSO
Agua de la red de abastecimiento
TEMPERATURA DEL MEDIO ACUOSO
20 oC (USA); 10°C (Europa)
PRESIÓN TMOSFÉRlCA
1,0 atmósfer
OXÍGENO DISUELTO
0,00 mgll
TEMPERATURA DEL AIRE
20°C
HUMEDAD RELATIVA (Sistemas subsuperficiales) El
ensayo realizado proporciona Cro', (Cro' a 20
oC)
DEL
AIRE
lo s siguientes
valores:
(sistemas sumergidos)
21
El valor de la OT
de un sistema de aireación en condiciones estándar se suele denominar SOTRcw
(S por standard y cw por agua limpia en tem1inología anglosajona) y tiene el siguiente valor: (14) Los fabricantes de los equipos de aireación proporcionan los valores de C" ""20'
20
SOTRcw
para las diferentes configuraciones adoptadas para cada ensayo (geometría del tanque, tipo de aireador, potencia específica aplicada, sumergencia y densidad de difusores, disposición de los difusores, etc
3.3.1 EXPRESIONES DE LA EFICIENCIA DE UN SISTEMA DE AIREACIÓN
Como se ha indicado anteriomlente, el ensayo en condiciones nomlalizadas proporciona el valor de la SOTRcIV en kilogramos de oxígeno transferído por hora por el sistema de aireación, el cual es la expresión de la capacidad de transferencia o de oxigenación del mismo en aquellas condiciones. En la práctica, la capacidad de transferencia se suele expresar, por medio de los siguientes parámetros:
AIREACIÓN SUPERFICIAL Tasa o capacidad de transferencia (kg O/h) Eficiencia de aireación (kg O,IkWh absorbido). El valor de la SAE se calcula mediante la siguientes expresión
SAE(
SOTR(cw) (kg02 h) CIV
Pab (kW)
AIREACIÓN SUMERGIDA Tasa o capacidad de transferencia (kg O/h). Algunos fabricantes de difusores proporcionan este valor referido a la sumergencia de los mismos, expresado como gramos de O, transferido por hora por metro de sumergencia (grO/h m). Eficiencia de transferencia ('lo).
22
Es la relación entre la masa de oxígeno transferido po el sistema
la existente en el
aire alimentado al mismo en condiciones normales (20 oC, 760 mm de presión
36
de humeda d relativa)
El valor de la SOTE(, se calcula mediante la siguiente expresión:
SOTE(
Masa de oxígeno transferido CIV
Masa de oxígeno alimentado
x 100
(15)
SOTR(cw) (kg02 h)
(N
h)
0,277 (k
Nm
100
donde: Q: 277:
caudal de aire en condiciones nOllnales alimentado al sistema
contenido de oxígeno en el aire en condiciones n0l111ales (kg O/Nm
3.3.2 INFORMACIÓN SUMINISTRADA POR LO FABRICANTES DE AIREA
aireación (Nm'/h).
CIÓN RESPECTO A LA EFICIENCIA
DE
DE LO
EQUIPOS
TRANSFERENCIA
AlREADORES SUPERFICIALES La información referente a aireadores superficiales se suele presentar po
medio de curvas
caractensticas de los mismos del tipo de la indicada en la Figura 4, en donde se representa la eficiencia de transferencia SAEcw (kg O,IkWh), la capacidad de transferencia SOTRcw (kg O/h) la potencia absorbida en el eje P (kW) en función de la sumergencia del dispositivo de aireación.
AIREACIÓN SUMERGIDA
DIFUSORES POROSOS La infom13ción referente
difusores porosos suele incluir los datos correspondientes
la eficiencia
de transferencia SOTEcw (nomlalmente expresados en % para una sumergencia dada o en % po metro de sumergencia) en [unción del caudal nomlal de aire aplicado po difusor. Dependiendo de la disposición de los difusores en el tanque, los gráficos suelen incluir una familia de valores
de la
SOTEcw, fundamentalmente clasificadas en función de la densidad de difusores. Adicionalmente, proporcionan información sobre las pérdidas de carga que se producen en el sistema en u condición inicial nue a
diferentes caudales de aire normal aplicado po difusor.
-=
""
---
--
'" .,
....., -< c.n
:=
'" V>
SOIR cw
-10
+10
Hc.cl.l
FIGURA 4.
Ef
de ire ac ia (SAE cw ,ca pacidad de transfe encia (SOTR cw otencio absorbida (P) de uno urb na superf ial ento, segun sumergencia
Eficienci de (Jir€ccio StE,,(Kg0 N,; 60
¡--kJ
SS
_1
50
9M
45
:;; (W
( ~ j
,1
Jl
lO 25 20
IS
I
2
J.S
-------
M3 /h r)
us or
Ca da de
nsidad 25%
4.S
Eficiencia de ran sferenc orm por us ce
dad
en uncion del caudal sumergencio densidad de
usores
25
Di
usertcr;ficio
lJ5 SO
.§. le'
""
omerle
uso
-,
250
olamen
cont
ori fi cio
2S
I 2 Caudal de
ire
ma
sor
/h)
Perdidas de cargo de
usor en funcien de caudel de aire
FIGURA 5.
Curvas
picas de ef ciencia
perdida de carga en
fus ores porosos inos
En la
Figura
se muestran unos gráficos típicos para difusores porosos de disco.
OTROS TIPOS
La infommción es variable, en función del tipo de dispositivo de que se trate, aunque, en general, suelen proporcionar curvas que relacionan la eficiencia con el caudal de aire, la velocidad de giro la
sumergencia del aireador.
Es muy importante señalar que los datos suministrados por los fabricantes corresponden, exclusivamente, a los resultados obtenidos en las condiciones estándar señaladas y con unas configuraciones específicas y que, por lo tanto, no pueden ser utilizados indiscriminadamente para condiciones diferentes y, especialmente, para el medio acuoso en que tiene lugar la aireación en las EDARS, es decir, el licor mezcla del reactor, sin efectuar las correcciones que se comentan en lo que sIgue.
3.4 TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES DE CAMPO El témlino condiciones de campo engloba toda aquéllas que se presentan en un reactor en unas circunstancias dadas. Ello implica las condiciones particulares de los parámetTos fisicos ambientales (temperatura, presión, humedad del aire) constituyentes específicos)
las del licor mezcla (temperatura, oxígeno disuelto
las del reactor (tipo
carga de proceso, geometria, configuración
hidráulica, di posición del sistema de aireación). Estas condiciones de funcionamiento real imponen un conjunto de correcciones sobre los parámetTos conocidos que definen la transferencia de un sistema de aireación en condiciones estándar. En el
Cuadro
se resumen los factores principale que inlluyen sobre los parámetros medidos en
ensayos nOllllalizados.
24
CUADRO 3. COEFICIENTES DE CORRECCIÓN PARA EL PASO DE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES ESTÁNDAR A CONDICIONES DE CAMPO COEFICIENTE DE CORRECCIÓN
REFLEJA LA INFLUENCIA ...... DE Características del agua de
SOBRE
EXPRESIÓN ~.¡-~
;: i:
KLa (pw) KLa (cw)
K,
proceso
OBSERVACIONES
..
....
El factor ex est inOuenciad por numero as variables. Las más importantes son las siguientes: Natur aleza de los contaminantes del agua residual especialmente lo tcnsoactivos.
Tipo de sis tema de aireación.
• otenc ia especifica aplicada (\V/m'). Geometría del tanque. Tamaño de
la
burbuja (en aireación subsupcrficial).
Carga de trabaj del reactor Caudal de aire (en aireación subsup erficial) El factor
puede variar según las condiciones
,0 incluso
Características del agua de proceso
C",'
(C,)
13
",. (pw) oo
(cw)
es (pw) es (cw)
El factor
0 (aireadores superficiales).
pecificas entre 0,2
función de la salinidad del agua de proceso.
Se puede calcular partir de tablas que proporcionan los valores de en función del contenido en cloruros o de la salinidad del agua de proceso.
En aguas residualcs municipales sucle varíar entre 0,95 Temperataura del agua de proceso
(pw) KLaZO (pw) KLaT
El factor
1,0.
esta influenciado por el tipo de aireador, geometría del
tanque nivel de turbulencia
Su valor suele variar entre 1,008
1,047.
El valor típico utilizado en los cálculos es 1,024.
Temperatura proceso
del agua de
Cro· (C,)
Pr esión atmosférica
ambienta
(pw)
oo
(cw)
Cco *20 (pw)
Cro
20
TABLAS
(C,)
(cw)
El factor refleja la disminución de Cro· o C, al aumentar la temperatura Su valor se calcu a partir de la tablas nonnalizadas de concentración de OD pre atmosférica diversas temperaturas. El factor refleja di sm in ución de Cro· o C, con atmosférica (nonnalmente la altitud del lugar)
presión
Su va or se obtiene de tablas nonnali adas
(difusores porosos)
Colmatación del difusor
y/o
deterioro
KLa
ex
real
x
La colmatación de un difusor puede origina se por:
Efectos externos, debido las caracteristicas del agua de pro ceso. Puede producirse por p ecipi tación de compuestos inorgánicos o fornlación de pelíeu la s bio óg ic as en la cara externa del difusor. Efectos internos, debido pre sencia de partículas en el aire de alimentación (polvo aceite otros sólidos).
El deterioro puede ser debido a: Ataque de compues os del agua de proce o (difusore membrana).
de
Ataque de componente del aire de suministro, bá sicamente el ozono (d ifusores de embrana).
Acciones mecánicas (sobrctcnsiones)
difusores de membrana.
suele disminuir con e tiempo de servicio va or de susceptible de recuperación por impieza de los difusores. Por definición, en un difusor nuevo
1.
Los valores característicos de F son del orden de 0,8 - ,85.
Adaptado parcialmente de
Referencia I
es
La aplicación de los coeficientes de corrección indicados
condiciones estándar proporciona el valor de la OTRpw (p
la ecuación de la transferencia en po agua de proceso en terminología
anglosajona) o transferencia de oxígeno de un sistema de aireación en condiciones de campo y, partir de aquél el de la OTEpw correspondiente.
AIREADORES SUPERFICIALES OTRpw (kgO,lh)
=KLa
IT 20
x
(16)
( t f 3 Q · C so - C ) x V
donde: Cs,,:
es la concentración de saturación de oxígeno disuelto en agua de abastecimiento a 20°C y que puede
er obtenida directamente de la
tablas normalizadas
correspondientes.
AIREADORES SUBSUPERFICIALES OTRpw (kgO,lh)
''')
f3
Q C· ~
2 0
C)
V
(17)
dond e: C · ~ 2
es
concent ració
infinito, obtenida
media de saturación de oxígeno disuelto a tiempo de aireación partir de las mediciones efectuadas en el ensayo estándar.
Como puede observarse, las diferencias entre ambas expresiones re iden en (colmatación/deterioro) adicional
específico para
el
el
factor F
caso de aireación con difusores porosos
en
los valores de las concentraciones de saturación del oxígeno disuelto, CS20 para aireación superficial ~ 2 0
para subsuperficial.
La razón de utilizar valores distintos de las concentraciones de saturación para los dos tipos genéricos de sistemas de aireación reside en que en la aireación superficial la transferencia se reali za a presión ambiente que es mu próxima a la atmosférica, mientras que en la subsuperficial, la tran ferencia se lleva supetior (l ambiental
-1-
cabo
esde burbujas cuyo gas que se encuentra a una presión absoluta
pérdidas de carga en el sistema de aporte
-1-
la de la columna de líquido
existente sobre ella).
25
CONCENTRACIÓN DE SATURACIÓN DE OXÍGENO DISUELTO EN AGUA EN FUNCIÓN DE LA TEMPERATURA Y CONTENIDO EN CLORUROS A PRESIÓN ATMOSFÉRICA CONCENTRACiÓN OD (mg l)
CLORUROS (mgll) Temp
oC
0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0
14 ,62
14,22 13,83 13,46 13 ,1
12,77 12 ,45 12 14
8.0 10 .0
11.0 12
13.0 14.0 5.0 16 .0
17.0 8.0 19 .0 20.0
1,84 11,56 11,29 11,03 0,78 0,54 0,3 10,08 9,87 9,67 9,4 28 9 09
CLORUROS (mg/l)
5.000
10.000
Tcmp.
3,73 13,36 13,00 12,66 12,34 12,02
12,89 12,55 12 ,22
21,0 22,0 23,0 24,0 25,0 26,0 27,0 28, 29,0 30,0 31,0
11 ,7 11 ,44
11,17 10,91 10 ,66 10 ,42 10, 8 9,96 9,75 9,54 9,34 9,15 97 8,79 ,6
11,91 11 ,61
11,32 11 ,05 10 ,78 10 ,53 10,29 10,06 9,84 9,62 9,41 9,22
9,03 8,84 ,67 8,50 8,33
8,91
8,7 8,58 8,42 8,26 8,11
7,97 7,83 7,69 7,56 7,4
32,0
33,0 34,0 35,0 36 0 37,0 38,0 39,0 40 0
7,18 7,07 6,95 6,84 6,73 6,62 6,52 6,41
5.000
10.000
8,46 8,30 8,14 99 7,85 7,71 7,58 7,44 7,32 7,19 7,07 6,96 6,84 6,73 6,62 6,52 6,42 6,32 6,22 6,12
8,02 7,87 7,73 7,59 7,46 7,33 7,20 08 6,96 6,85 6,73 6,62 6,52 6,42 6,31 6,22 6,12 6,03 5,93 5,84
8, 17
FACTOR DE CORRECCIÓN DE LA CONCENTRACIÓN DE SÁTURACIÓN DE OXÍGENO DISUELTO EN AGUA SEGÚN LA ACTITUD Altitud (m)
Altitud (m)
Altitud (m)
20
0,998
420
40 60
0,995 0,993 0,991
440 460 480
0,988 0,986
500
0,943
520 540
0,941 0,939 0,937 0,935
80 100 12
0 16
180 200
,984 ,98 0,979 0,977
560 580 600
240
0,975 0,972
620 640
260 80
0,970 0,968
300 320 340 360 380 400
0,966 0,963 0,961 0,959 0,957
660 680 700
220
0,954
720 740 760 780 800
Altitud (m)
0,952 0,950
820 840
0,909 0,907
0,948 0,946
860
0,904 0,902
0 932 0,930
880 900 920 940 960 980 1000 1040
1440
0,845
1480 1520
,841
15 60
0,900
600
0,898 0 96 0,894 0,892
1700 1800 1900 2000
0,837 0,834 0,830 0,820 0,810 0,801 0,792
0,890
0,928 0,926 0,924
1080 1120 11 60
0,886 0,882 0,877 0,873
0,922
1200
0, 869
0,919 0,917 0,915 0,913
1240 1280 1320
0,865 0,861
1360
0,857 0,853
0,91
14 00
0,849
26
Como se ha seña ado, CS20 puede obteners e directamente de tablas nonmalizadas como as adjuntas _20 e un valor ca ac erí tico del ensayo realizado en agua limpia
texto. Por contra,
qu
puede ser obtenido de fabricante del equipo de aireación En la
gura 6 (10) se incluye el rango de valores típicos de C*_20 obtenidos en ensayos
norma izados con difusores de
mbran
perforada de tipo disco
tubular para diversas
sum erge ncl as Como pued comprobarse, mien ra que C"_20 tiene un val r unívoco de 9,092 mg/ aproximadamente de
9,6
12,5 mgll en
12.5
intervalo de profundidades
C* _2 0 varía
os difusore indic
os
1 lo mayor porte de orrespond en de ectivo
0.4
puntos sumergencio
11.5
C*0020
VI
(mgjl)
/1
0.5
'+ 9.5 23456759
Sume rg enc
de os difusores (m
FIGUP.A 6.
Valores de C*0020 en funcion de lo sumergencio de tu por usore po osos finos de sco
FACTORES QUE INFLUYEN SOBRE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES DE CAMPO os factores qu num erosos
influ en sobre la tran sfe
de algun
ncia d
oxígeno en
ell os todavía no sc posee in rma
ndiciones de campo so n mu
n sufici ntemente sólid a.
27
En el
se presenta, de [onna resumida, el conjunto de factores fundamentales que afectan a
Cuadro
la transferencia de oxígeno, agrupados como factores que son función de la configuración del sistema, factores operacionales y factores que dependen de las características del agua de proceso.
CUADRO
FACTORES QUE INFLUYEN SOBRE
N°
LA
TRANSFERENCIA DE
OXÍGENO (1)
FUNCIÓN SISTEMA
DE
LA
CONFIGURACiÓN
DE LA INFLUENCIA SOBRE TRANSFERENCIA DE OXÍGENO
E J E ~ ¡ P L O
FACTOR
LA
DEL
Los tanque con configuración hidráulica del tipo de flujo en pistón tienen, en general, mayor eficiencia de transferencia de oxígeno que los de
Régimen de flujo
alimentación escalonada.
Los tanques de poca longitud mucha anchura presentan menos variaciones relación uF lo largo de los mi mo que aquéllos en que longitud/a nc hura es alta.
Geometría del tanque
FUNCiÓN DE LA OPERACIÓN DEL PRO ESO
Tiempo de retención cclular nitrificación
Los procesos que funcionan con tiempo de retención celular alto tienen mayor transferencia de oxígeno, Los procesos nitriiicantes tienen mayor transferencia de oxigeno que los que no nitriiican. El aumento del valor de la carga másica disminuye la transferencia de
Carga rnásica
oxigeno.
Concentración de oxigeno disuelto FUNCiÓN DE RESIDUAL
LAS
Al aumentar la concentración de disminuye.
en el licor mezcla,
aF
(SOTE)
CARACTERÍSTICAS DEL AGUA
Características del agua residual
El aumento de agentes que interfieren con la transferencia, tales como los tensoactivos (a menudo asociados incrementos de la 0 8 0 ) da lugar la disminución de la transferencia de oxígeno
Temperatura del licor me cla
Al aumenta la de oxigeno
mperatura del licor me cla
incrementa la tran ferencia
3.6 METODO LOGÍA DE CÁLCULO DEL SISTEMA DE AIREACIÓN La metodol?gía a seguir para el cálculo del sistema de aireación es la indicada en el
diagrama
1. En
el
Apéndice
se incluyen ejemplos de cálculo.
28
DIAGRAMA METODOLOGIA DE CALCULO DE SISTEMAS DE AIREACION
~ OXlGEJlO M O C
f/ClOOB CffilA1IIIlS
I ~ ~ I -'
DDJ;,';D.I,
.1.
O¡S7ii 8\.OO11
F l J h ~ 4
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O,
O,
On
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017760rt P' On
00
27760iE P'
or
caliFA..
(II,J/')
(It rnJ/h)
(ti"J/h)
1\
COMENTARIOS
Excepto cuando la configuración del reactor sea de mezcla completa, en cuyo caso el coeficiente ex
tiene el mismo valor en la totalidad del volumen de aquél, es imprescindible tener en cuenta que
ex
tendrá valores distintos en los diversos sectores del reactor.
En un reactor de configuración aproximada 0,30
flujo pistón;
0,70 para aireación con difusores y entre 0,6
ex
suele variar
lo largo de aquél entre
1,0 para aireado res superficiales.
Si no se tiene en cuenta esta variación y se aplica un valor promedio de
ex
en la totalidad del
reactor se incurre en insuficiencia de aporte de oxígeno en la zona de cabeza de aquél. El valor de
en el caso de aireación con difusores debe incluirse en el cálculo para tener en cuenta
la diferencia de eficiencia que se produce entre un difusor desde su puesta en servicio y a lo largo de su vida útil. Se recomienda u tilizar en los cálculos un valor promedio de 0,85. La aplicación de este valor de conjunto
ex
supone que, en el caso de difusores
varía aproximadamente entre 0,25 y 0,6
flujo pistón el coeficiente
lo largo del reactor
que el valor medio
ponderado es inferior a 0,55. Los valores de SAEc\V en aireadores superficiales pueden variar según la potencia del equipo. Es po ello que en el cuadro se han supuesto valores variables de SAEc\V (No)' Los valores de SOTEcw en difusores varían según la densidad de aquéllos en el reactor. En general, en la zona final de reactores de flujo en pistón la densidad de difusores es bastante menor que en cabeza y, correspondientemente, su SOTEcw es menor. • Los valores de la concentración de saturación de oxígeno disuelto a adoptar en los cálculos son para aireación superficial y
C ' ~ 2 0
para difusores.
El valor de C a adoptar en los cálculos, por razones de seguridad no debe ser inferior a 2,0 mgll. El valor de la temperatura del licor mezcla a adoptar en los cálculos no tiene necesariamente que
ser la máxima de la época del año en que se produce la demanda punta de oxígeno.
29
La práctica extendida de calcular la transferencia para la máxima temperatura se basa
en
que al
aumentar ésta disminuye el valor de la concentración de saturación del oxígeno disuelto y
po
tanto el gradiente de concentración de éste que es uno de lo factores de que depende la transferencia. Hay que tener en cuenta que al tiempo que se disminuye ese gradiente se aumenta el coeficiente de transferencia
KLa
y que, en la práctica el valor absoluto de la disminución y el aumento son del
mismo orden. En agua limpia en que OTRcw
KLa
·!)
ST
KLa
ello quiere
·!)
decir que la OTRcw permanece prácticamente invariable con la temperatura. En agua de proceso, el gradiente a considerar es (K x C S20 c) aireador. En este caso, la variación de superficiales
te
(K
C ' ~ 2 0
c), según el tipo de
gradiente es diferente egún se trate
aireadores
de
subsuperficiales debido la diferencia de 1,5 a 2,0 mg!l que suele presentarse entre
los valores de C S20
C · ~ 2
Para una concentración C dada, un aumento detemlinado de T conduce
una disminución superior del gradiente en el caso de aireadores superficiales que en el de subsuperficia es que puede suponer variaciones de signo contrario en la de la transferencia para ambos sistemas. Por otra parte, el valor absoluto de la variación viene condicionado respectivos
de KT
y C. Adicionalmente, el valor real de
que puede
se
los
po
distinto del típicamente
adoptado de 1.024) juega, asimismo un papel importante De hecho, tal y como se seña a en el
Cuadro
4,
po
lo general, la transferencia tiene tendencia a
permanecer constante o a aumentar ligeramente con la temperatura en el intervalo usual de 25
15 oC
oC.
3.7VALORES CARACTERÍSTICOS DE LOS COEFICIENTES u
DE LA
TRANSFERENCIA EN CONDICIONES DE CAMP De todos los factores que afectan a la transferencia de oxígeno en condiciones coeficientes os que, El
co
(para
de
diferencia, ejercen
coeficiente
detemúnada. Su
es,
asimismo,
valor
características del re idual
todo tipo
tratar y,
sis
em
mayor
el
de
aireación)
inDuencia
má
complejo de
depende, fundamentalmente
agua de
aquélla.
todos
característico
de tipo
de sistema de
proceso, as cuales vienen definidas
en menor medida po
el tipo y
campo, los
(para aireación co difusores) son
uF
sobre
de
carga de
or
las
de cada
situación
aireación
de
de
agua
como
tal, es
propias
trabajo del proceso
la
30
un
coeficiente
de
valor variable, no sólo
de
una planta a otra, sino también en el
tiempo
(variaciones horarias y estacionales) y espacialmente a lo largo del reactor cuando éste tiene un
configuración distinta a la mezcla completa.
Es importante seüalar
qu
la
infomlación relativa
los valores
específicos de plantas concretas y que los fabricantes suministrar intervalos valores precisos a
de
menos
de
de
u está limitada a valores
los equipos no
valores orientativos basados en aquélla infomlación, qu
residual exclusivamente) tal
se
lleven a cabo ensayos sobre el agua
de
pueden
sino
en ningún
caso
proceso
como se describe en el capítulo 5, lo cual implica
una planta piloto o el propio licor mezcla en la rehabilitación o ampliación
de
de
una
EDAR
en el caso
de que
el
(n
el agua
disponer de
problema
resida
la misma.
El coeficiente F, aplicable exclusivamente a sistemas de aireación con difusores, suele osci lar en un intervalo más reducido y puede cuantificarse mediante
el empleo de
las técnicas
descritas, asimis mo, en el capítulo 5. En ausencia de información generada específicamente siguientes rangos de valores de u CONFIGURACIÓN
in
situ, se recomienda la utilización de los
uF
SISTEMA DE AlREACIÓN
FACTOR
REACTOR
SUPERFICIAL
MEZCLA COMPLETA
0,7
SUPERFICIAL CON DIFUSORES POROSOS FINOS SU
0,5 FLUJO PISTON
0,6 - 1, 0,25 - 0,70
31
4. SISTEMAS DE AIREACIÓN INTRODUCCIÓN En
el
capítulo 3 se ha establecido una clasificación
subsuperficiales según que
la
(licor mezcla) se realice
presión atmosférica
En
la
la
de
los sistemas de aireación en superficiales y
transferencia de oxígeno desde la fase gasesosa (aire)
la acuosa
superior.
terminología anglosajona, se suele clasificar a los sistemas de aireación en dos grandes
grupos, aireadores mecánicos y aireado res po difusión, definiéndose estos últimos sistemas como todos aquéllos que implican
inyección de aire (o gas oxígeno, en su caso) a presión por
la
debajo de la superficie del liquido
los primeros como aquellos dispositivos accionados, directa
indirectamente mediante motor s eléctricos, implicando una acción giratoria de un elemento mecánico que dispersa
el
aire en
el
seno del liquido.
Existen en el mercado sistemas de aireación que tienen carácter mixto, ya que combinan la acción giratoria mecánica con la inyección de aire
presión y que, por tanto, no son clasificables de
forma exclusiva en ninguno de los dos grupos señalados, aunque, de hecho, la inyección de aire a presión superior a la atmosférica supone su actuación como aireadores subsuperficiales.
4.1 AIREADORES SUPERFICIALES En
la
práctica referida a nuestro país,
el
relativamente reducido y a ellos se refiere
número lo
de
aireadores utilizados de forma habitual es
que sigue.
Los aireadores superficiales de uso más extendido son los siguientes: •
De eje vertical
flujo ascendente.
•
De eje horizontal.
En menor medida también se emplean los siguientes tipos: •
De aspiración con rotor sumergido Eyectores
32
4.1.1 AIREAD ORES DE EJE VERTICAL Los aireadores de eje vertical y flujo ascendente son dispositivos mecánicos de agitación de la superficie del agua mediante el movimiento giratorio de un impulsor. Este movimiento giratorio da origen a la fOlmación de olas y
la proyección de partículas de agua que aumentan la
superficie de la interfase aire-agua y consecuentemente la transferencia de oxígeno. Los impulsores están acoplados a motores y se encuentran montados en estructuras fijas
flotantes.
Los impulsores se fabrican en acero, fundición, aleaciones anticorrosivas (galvanizado y acero inoxidable) y en plástico reforzado con fibra de vidrio. Estos aireadores pueden clasificarse de acuerdo con la velocidad de rotación del impulsor en baja
alta velocidad. En los aireadores de
baja velocidad (20-100 rpm), que son los que nommlmente se usan en las plantas de fangos
activados, el motor gira accionado por un motor eléctrico acoplado a un reductor. El motor y el reductor se montan sobre una plataforma o viga de hormigón, aunque a veces se montan sobre flotadores. Cuando la profundidad del tanque es elevada (> 4,00 m) o cuando la relación lado/altura del recinto es baja
1,6), es usual la colocación de un conducto de aspiración debajo
de los impulsores para evitar sedimentaciones de partículas en el fondo. En los aireadores de alta velocidad (750-1.500 rpm), que se usan fundamentalmente en lagunas aireadas, el impulsor
se acopla directamente sobre el motor eléctrico, montándose casi siempre sobre flotadores. Estos aireadores son muy robusto
pero de bajo rendimiento y poca capacidad de agitación.
Los aireadores de eje vel1icaltambién pueden ser de flujo descendente en los que un dispositivo mecánico superficial genera un flujo descendente giratorio respecto al eje del aparato que produce un arrastre de aire atmosférico que es dispersado en el seno del líquido dando lugar a la fom13ción de burbujas. Su utilización es muy escasa.
4.1.2 AIREADORES DE EJ
HORIZONTAL
Los aireadores de eje horiz ntal pueden ser de dos tipos: Superficiales •
Sumergidos
33
Los
aireadores
de eje horizontal de tipo superficial están constituidos por un cilindro en el que
se fijan los elementos de agitación constituidos por paletas. Son de velocidad lenta, están accionados por un grupo motorreductor y apoyados en ambos extremos sobre cojinetes. El movimiento de giro del rotor produce la agitación de la superficie del líquido y su desplazamiento horizontal con una velocidad superior a 0,3 mis, de forma que no se originen sedimentaciones de la materia en suspensión. Nonna lmente se instalan en canales de profundidad limitada (3 m)
de
diversas geometrías (circulares, ovalados, etc.), en configuración cerrada. Funcionan mejor con potencias específicas bajas y en algunos casos se r quiere la in talación de deilectores para reducir la velocidad superficial. Los
aireadores
de eje horizontal de tipo sumergido son, básicamente, similares a los anteriores
excepto que el eje del dispo si tivo está situado
un nivel inferior que hace que gran parte del
conjunto se encuentre sumergido en el líquido (normalmente entre 118
3/8 del diámetro).
El tipo más utilizado es el aireador de disco que está constituido por un conjunto de discos montados sobre un eje común a distancias determinadas en función de las necesidades de oxígeno y de mezclado del reactor.
1.3
lREAD ORES DE ASPIRACIÓN CON ROTOR SUMERGIDO
Están constituidos por un aparato similar
una bomba sumergida cuyo eje está comunicado con
el aire exterior de fonna que el giro del rotor genera una aspiración de aire qu
es expulsado
radialmente del cuerpo de la bomba conjuntamente con el licor mezcla. Cuando la profundidad de inmersión es superior
3,0 - 4,0 m, según los tipos de aireador, la
depresión creada no es suficiente para aspirar aire exterior
es preciso inyectarlo mediante una
soplante. En este caso, el aireador trabaja en un modo mixto.
4.1.4 EYECTORES Estill1 constituido por una bomba sumergida que impulsa el licor mezcla
través de un eyector
que está conectado con el exte ri or por medio de un conducto. El efecto Venturi que produce la
34
impulsión del licor mezcla provoca la aspiración de aire ex erior que es impulsado conjuntamente con aque a través del eyector. A profundidades del orden de 2,5
3,0 m, el efecto Venturi es insuficiente para aspirar el aire y es
preciso suministrar aire a presión al aparato.
4.1.5 VALORES CARACTERÍSTICOS DE LA TRANSFERENCIA LO
AIREADORES
DE
OXÍGENO DE
SUPERFICIALES
En el Cuadro 5 se indican los intervalos de valores caracteristicos de la transferencia de oxígeno en condiciones estándar y de campo para diversos tipos de aireadores superficia les
CUADRO N° 5.
VALORES TÍPICOS DE LA EFICIENCIA DE AIREACIÓN DE AIREADORES SUPERFICIALES (1) EFICIENCIA DE AIREACIÓN
TIPO DE AIREADOR
AGUA LIMPIA
CAMPO "".
SAEcw (K O,lkWh) AEpw (Kg O,lkWh) Eje vertica
de flujo ascendente y baja
1,20-3,0
0,7 -
velocidad Eje vertical de flujo ascendente velo idad Eje vertical de flujo descendente Aspirante de impulsor sumergido Eyector Rotor de eje horizontal
alta
0 - 2,
1,20 2,4 1,20 2,4 1,20 2,4 0,9 - 2,
0,7
1,3
0,6 0,7 - 1,1 0,7 - 1,1 0,5 - 1,1
35
4.1.6 CÁLCULO DE LA POTENCIA DEL AIREADOR Conocida la demanda punta de oxígeno y una vez seleccionado el tipo de aireador a instalar, el siguiente paso es el cálculo de la potencia necesaria para el accionamiento del aireador. la hora de efectuar el cálculo, es importante tener en cuenta la expresión de los valores de SAEc\V proprocionados po el fabricante de los equipos. Normalmente, esos valores se expresan en función de la potencia absorbida medida en el eje de la máquina (Potencia neta absorbida). La potencia bruta absorbida de la red se obtiene a partir de la neta teniendo en cuenta los rendimientos respectivos del reductor (mecánico, e.,)
MOTOR
(e"J
1---__+.
del motor (eléctrico,
R E D ~ ~ T O R
Absorbida (Eje)
Bruta Absorbida
Potencia absorbida En el Apéndice
rREADOR>
Potencia Neta
L...
Potencia
I
Potencia neta x
se incluye un ejemplo de cálculo.
4.1.7 ENERGÍA PARAlIfEZCLADO La energía neta aplicada a un reactor dividida po el volumen del mismo se suele denominar potencia específica y se expresa, expresa, nonnahnente , en W/m'.
Para mantener en suspensión la materia sólida en el licor mezcla se requiere una potencia de agitación capaz de imprimir decanten (entre 0,25
0,30
las partículas sólidas una velocidad mínima, suficiente para que no
m/sg).
La potencia mínima de agitación varia según la densidad de las
partículas sólidas, la geometría del recinto de aireación y el sistema de aireación empleado. N0I111almente está comprendida entre 15 y 30 W m' En procesos biológicos de media
alta carga, la potencia mínima de agitación es inferior a la
potencia necesaria para la oxigenación. En los procesos de baja carga (aireación prolongada), la
36
potencia mínima de mezclado puede se up eri erior, or, por lo que en estos proceso es importante tener en cuenta esta circunstancia.
4.1. 4. 1.88 REGULAC RE GULACIÓN IÓN
DE
LA OXIGENACIÓN
LO
SISTEMAS DE AIREACIÓN
SUPERFICIAL El
oxígeno transferido po un sistema de aireación debe adaptarse lo máximo posible
la
demanda de oxígeno que en cada momento existe en el proceso de tratamiento, de fomla que el nivel de oxígeno disuelto en el recinto de aireación no sea muy bajo
nulo, lo que supondría una
perturbación en el proceso, ni excesivamente elevado, porque comportaría un gasto uperfluo de energía. El
control de la regulación de la oxigenación puede realizarse según dos procedimientos:
Por temporizaciólI delful/ciol/amiel/to de los aireadores Es un procedimiento prímario basado en la experiencia adquirida en la explotación de la planta, que implica el establecimiento d unos intervalos horarios en los que se comprueba que la marcha de
un detem1Ínado número de aireadores inferior a
totalidad de los existentes
mantener
unas condiciones en el proceso que, aparentemente, no afectan a la calidad del efluente. El
caso extremo está representado por el funcionamiento en régimen de todo o nada de un rea tor
que consta
un
solo aireador.
Por col/trol de de!! oxígel/o disuelto existel/te el/ e! reactor Es el procedimiento más adecuado y que se basa en establecer unas consignas de funcionamiento según un nivel mínimo
otro máximo de oxígeno disuelto en el reactor.
Este sis sistema tema implica la instala ció en l reactor de sondas de medida de oxígeno disuelto y de un sistema siste ma automatizado de control lo s
estab le ido en las consignas
regula ión que compara los valores medido con aquéllas con que, en función de esta comparación, actúa modulando el
funcionamiento de los gmpos moto motosop soplantes. lantes. En
actualidad, con la salvedad de plantas de muy pequeño tamaño, es
el
sistema de control
utilizad en las EDARS.
37
Sólo existen dos variables sobre las que se puede actuar para modificar la capacidad de oxigenación de los aireadores superficiales: la velocidad de giro y la profundidad de inmersión. Se pueden adoptar cuatro disposiciones: •
Marcha y parada de los aireadores.
•
Marcha a dos velocidades.
•
Variación continua de la velocidad.
•
Variación de de la inmersión del aireador.
La regulación mediante marcha y parada de los aireadores,
es
la más sencilla y económica. Es
una regulación brusca (todo o nada) pero que puede ser eficaz, dependiendo del número de aireado res instalados en el recinto de aireación. En la regulación de dos velocidades se utilizan motores de doble velocidad. Es una regulación más fina que la anterior pero también más cara. En estos sistemas hay que comprobar que la potencia absorbida en velocidad baja, que queda reducida a aproximadamente 1/3 de la correspondiente a alta velocidad, sea superior a la mínima de agitación. La regulación de velocidad variable requiere
el
uso de motores con variador de frecuencia,
controlados automáticamente. Su empleo es muy reducido debido a su alto coste. La regulación mediante variación de la inmersión del aireador se realiza modificando la altura de la
lámina de agua con vertederos regulables. La eficacia de este sistema está relacionada con la
respuesta, en cuanto a capacidad de oxigenación y aportación específica, que presente el aireador frente a una variación variaci ón de inmersión, que es muy diferente según el tipo de aireador. La elección del sistema de regulación dependerá de la relación coste-beneficio, del sistema de aireación utilizado, y de las condiciones previsibles de explotación. La regulación del oxigeno disuelto mezcla completa que oxígeno
es
en
en el
recinto
de
aireación es más sencilla en un proceso de
uno de flujo pistón, debido a que en
prácticamente la misma
en
todo
el
el
primer caso la demanda de
volumen, mientras que en
el
segundo varia a lo
largo del recinto.
38
4.2 AIREADORES SU SUPERFICIALES En el cuadro
se es umen las tipologías de los aireadores subsuperficiales que se han venido
utilizando hasta la fecha, incluyendo una cualificación de los mismos con relación a su eficiencia de transferencia de oxígeno y una breve descripción de us caracteristicas básicas. CUADRO
G.
TIPOLOGÍAS DE SISTEMAS DE AIREACIÓN SUBSUPERFICIALES (6)
Eficiencia de transferencia
Características básicas
Placa
Alta
Placas ceramtcas cuadradas instaladas sobre soportes fijos o en la solera del tanque
Domo
Alta
Difusores cerámicos con forma de domo instalados sobre las conducciones de distribución ubicadas en el fondo del tanque.
Disco
Alta
Discos ceramtcos rígidos o flexibles de membrana porosa instalados en las conducciones de distribución ubicadas en la solera del tanqu e.
Tubo
Moderada a alta
Difusor en forma de tubo de medio cerámico rígido o de plástico flexible de goma sintética instalados en las tubenas de distribución.
Baja
Tubo vertical instalado en el fondo del tanque que funciona como airlift.
Moderada a alta
Dispositivo que descarg a, través de una boquilla situada cerca del fondo del tanque, una mezcla de aire comprimido y líquido bombeado
Aspiración
Baja
Bomba de hélice inclinada instalada en la superficie del nque que aspira aire y lib ra bajo la superficie una mezcla de aire agua.
Tubo en U
Alta
Descarga de aire comprimido en el tramo descendente de lo reactores tipo Deep Shaft.
TIPO
Poroso fino
Otros dispositivos
Tubo estático
Eyectores inyección de aire
con
39
.,
Los aireadores subsuperficiales de uso prácticamente mayoritario son los del tipo de difusores porosos finos. Del resto de sistemas indicados en el cuadro 6, los tubos o mezcladores estáticos se han utilizado eventualment
en algunas plantas aunque en términos generales
estos sistemas tienen
rendimi ntos bastantes inferiores a los de los difusores porosos finos.
4.2.1 DIF USO RES POROSOS FINOS
En el pasado se habían empleado diversos tipos de difusores que se diferenciaban por el tamaño la burbuja producida y que básicamente se clasificaban en:
Difusores de burbuja gruesa (6 mm
Diámetro
10 mm)
Difusores de burbuja media (4 mm
Diámetro
6 mm)
Difusores de burbuja fina (2 mm
Diámetro
4 mm)
En la ctualidad, debido a su baja eficiencia de transferencia de oxígeno, los difusores de burbuja gruesa
media han dejado de ser utilizados. Como puede observarse en la Figura 7 (12) la
máxima transferencia de oxígeno se consigue cuando el tamaño de las burbujas se sitúa dentro del intervalo de 1 3 mm a 2,3 mm.
'i
-=-
••
uda
de
Cauda de
mo re maxi 111
IIIIII
00
1.00
11
1I
3.00
2.00 o¡¡¡e ro de lo
rb uja
00
5.00
m.m.
GURA 7.
ac id ad de tr sfe
ci
de
ena en fun cio
del tamañ
de lo bur uj
Los
ifusores que producen burbujas de tamaño den ro de intervalo seña ado se s elen
de
ar difusores
sos fi nos y, seg ún el material de que están compuestos se pueden
or
dividir en: a)
ifusores cerámicos
b)
fusores de materia plás ico
c)
sores de memb
a perforada
Las ca acteristicas básicas de estos difusores se indican en el CUADRO
7. RESUM
CARACTEIÚST
dr
7.
CAS BÁSICAS
DIFUSORES
SOS
FINOS
PO CERÁMICO
FIGURAC ÓN
A T E R l A L
Partícu as
minerales
ceme tad s, comprimidas
inc neradas. Materiales izados:
nonnalrncntc
ca de es in er onectados ravés de os cua es fluye el aire.
Red
Domos
Resistencia le da
INCONVENIENTES ecánica
Durac ón elevada
Resistencia
bi nte el evada
Tubos
Alú mi na
VENTAJAS
al
medio
Discos
• Sílice
Polímeros
Los má
HDPE
rígidos).
Sistema de limpieza coste elevado
No pueden ser uti izados de oona intermitente
TI LIZAC ÓN MENOR QU PASADO tcmlOpláslico s.
de
Poca unirormidad en la distribución de aire
Silicato de aluminio
ÁSTICO POROSO
Susceptibilidad co matación elevada
Simi ar
ti zados son el
los ccriimicos
Lige eza lt resistencia a rotura
SAN (difusores
Duración elevada
ACTUAL EN EL
Suscep ib lidad co matació elevada Falta de unifonnidad en la dis ribución del aire
esistencia mecán ca Susceptibilidnd defonnae ón plás icn.
UTILIZAC ÓN ACTUA MUY RED CIDA MEMBRANA PERfORADA
Materinlcs tennoplásticos o Perfornciones (orificios Buena resistencia elastómeros con aditivos mnuras) realizadas sobre el colmatac ón (plas ifica tcs, otros). materia traves de os lilen su utilizació cua es fl ye aire. Materiales normalmente intennitente utilizados: Las perfor3 cioncs pemlanecen abicrl3s Tcrmopláslicos: no cerradas segun e st a flujo de aire. El:i tóme os EPDM
Disco Tubos
ng csión -Susceptibil dad por el medio ambicnte a que están expuestos (agua aire)
Expcrimentan variaciones de sus propied ades fisicas mecánicas con el tiempo Duración corta
rel31 ivantente
UTILIZACiÓN ACTUAL MAYOR TARIA
4.2.2 CONFIGURACIONES UTILIZADAS Las configuraciones utilizadas para la disposición de los difusores en el reactor son las indicadas en la Figura 8 donde se muestra, adicionalmente, las caracteristicas del flujo hidráulico generado po aquéllos. Debido
la mayor OTE que se consigue con la disposición e) de distribución sobre la totalidad de
la solera del reactor, esta configuración es con mucho En la Figura
más utilizada en la actualidad.
se muestra, esquemáticamente, los componentes y disposición genérica de un
sistema de aireación con difu sores porosos finos.
4.2.3 FACTORES QUE AFECTAN LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO Adicionalmente
aquellas de tipo general que se han señalado en el apartado 3.6 (cuadro 4), con
relación específica
los difusores porosos finos, los principales factores que afectan a la
transferencia de oxígeno de estos dispositivos de aireación con los siguientes:
Tipo de difusor Cuanto menor es el tamaño de la burbuja mayor es el valor de la SOTEcw Consecuentemente, los difusores de burbuja fina son notablemente más eficientes que los de burbuja gruesa.
De/lsidad de los difusores La densidad de difusores de un reactor es una expresión del número de aquéllos respecto a la superficie del reactor. Las expresiones utilizadas para definir la densidad de difusores son las siguientes:
1) Den idad
2) Densidad
Superficie proyectada de los difusores
-'-----=--''--=---:-------
Superficie de la solera del reactor
---------- Nú mero dedifusores
Superficie de la solera del reactor
42
F I G U R ~
8.
Disposiciones tipicas de difusores epresentacion esquematica rc acia n hdra ul ica de los pa as
RE CTOR ES CON VE NCIONAlE
ESPIRAL SENCILlA
Secc on transv sa
Planto DOBLE
RA
<>
Seccio n t an svers al
..
PARRI AS e.GGeG
.. aGeee-
G$e-ee éeGee.
ee""" aéeee-
REACTORES
Secc n tra sversa
Pla
CO Fl GURAC ON
Planto
RIWlA CA AL
OXIDACION
SIM LARES
Seccion transversa
FlGU P,A 9, Representacian esquematica de un sistema de difusores porosos finos
Difusores
Reactor
Porrillo de difusores
1"'0 d. str bucion
Afluente
Bajante
Valvula control de caudal
L-
Medido ca dal
-1 f----j
Filtros de aire en impulsion (en su coso)
f-----i
Soplantes
I - - _ ~ Filtros ,de ,a
en asplloclon
Asoiroc on de oire
otros reactores
Valvula de aislamiento
Conducto de aire
Filtros pe ,aire en aspira clan
control de caudal
Bajante
t-! ..
..
.......
(l
••
_,
., <;:i'
< ; : i ' ~
ubo de distribucicn
Medido caudal
lt os de aire en impulsian (en su coso)
Soplantes
Evidentemente,
estas expresiones sólo tienen sentido para
el
aso
de
configuración de
distribución sobre la totalidad de la solera de reactor (parrillas). El aumento de la densidad de los difusores conlleva un aumento de la SOTEC\V de sistema. En Figura 10 (13) se muestra el efecto de la
en idad sobre la SOTEC\V.
40
35
Incremenlo de deos dod
25 fus es mI 20
Coudol de oire/difusor (Nm
/h)
FIGURA 10.
Efecto de lo densidad de difusores cero micos dispuestos sume genc de 4,5 en porrillo sobre lo SOTE cW
Disposición de los difusores
Para un tipo de difusor determinado, la OT difusores sobre
fondo del tanque. De acuerdo con esto,
la configuración en espiral simple
Caudal de aire
aumenta al incrementar el grado de reparto de lo
la de espiral doble
la OT
aUll1enta progresivamente desde
la de distribución en parrillas.
difusor
La SOTECW de un difusor aumenta al incrementarse la sumergencia debido a que, po un umenta el valor de Cco
consecuentemente el gradiente de tr ansferencia (Cco
C) y, po
parte
otra
porque se incrementa eltiell1po de resid encia de las burbujas de aire en el licor mezcla ( f i g u r a 11
(13).
43
Por contra,
el
valor de la AE (kg a,fkWha) permanece prácticamente invariable en el intervalo de
profundidades habitual (3,0 - 8,0 m) debido se compensa con
el
que
el
incremento que se produce al aumentar la
aumento de energía necesaria para vehicular
el
aire contra una
contrapresión superior (Figura 12) (13). En consecuencia,
el
diseño de reactores de gran profundidad (5,0 - 8,0 m) da lugar, obviamente, a
una economía de inversión ya que se disminuye correspondientes
equipamientos
el
número
complementarios, aunque
de
no
difusores necesarios y sus el
tamaño de los grupos
motosoplantes, no dando lugar a un ahorro energético En función de los costes asociados a la obra civil correspondiente, el ahorro global de la inversión puede se modesto
nulo.
Colmatación
deteríoro de los difusores
El efecto de estos factores sobre del valor de F esde una
su
la
puede variar desde una disminución relativamente baja
valor original F
para
el
difusor nuevo, hasta valores de F que suponen
del orden de la obtenida con difusores de burbuja gruesa.
Asimismo la colmatación
deterioro puede dar lugar
difusor, que según su entidad, origina sobrecostos por para
la
vehiculación del aire
el
En
AIREA DORES
el Cuadro
un
aumento
la pérdida de carga en
el
mayor consumo energético necesario
el
istema.
4.2.4 VALORES CARACTERÍSTICOS LO
desde relativamente
DE
LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO DE
SUBSUPERFICIALES
8 se indican los intervalos de valores caracteristicos de la transferencia de oxígeno
en condiciones estándar y de campo para algunos tipo de istem as de aireación subsuperficial con sumergencia de 4,50
m.
44
la C c ~ ! ! a
la
15
15
/b)
d ~ o i r e ! 6 f l J ~ f (ti:n
domos ceramicas-disposicion en
flCUPA 11.
[lec\o de caudal d, oire sable lo SOTE", poro cu atro po de uslJres (s merqencio de
p a ~ r i l l o
lO
la
la
fusores no porosos --_-----::
..
1.5
<.5 S o r . . t ~ q u ¡ c i c ( m )
la
FICUM 12
Efeclo de lo sumergencio sobre lo SOlEe. pos de dfusores
en var os
r-------------------------, domos ceromicos-d sposicion en ponlla
Tubos porosos de Disposicion plostico doble espirol
fusores no porosos
0 ~ - - - - ~ - - - - ~ - - - - ~ ' - - - - - - 7 U
S u m e ¡ 9 ~ · , c i c
(m)
3.
Efedo de lo sume oencio scbre po ro varios tipos
difusores
5.4EO'
m)
CUADRO 8. VALORES TÍPICOS DE LA EFICIENCIA DE TRANSFERENCIA
OXÍGENO DE AIREADORES SUB SUPERFICIALES
EFICIENCIA DE TRANSFERENCIA CAUDAL
AGUA LIMPIA
CAMPO
DE AIRE
SOTE ew (%)
OTE pw (%)
0,68 - 5,77
25 40
Domos cerámicos Parrilla
0, 85
4,24
27
39
Placas cerámicos - Parrilla
3,40
8,50
26
33
Los va ores de OTE,w (%) sue en variar dentro del intervalo (0,3 x SOTEew
8
32
TIPO DE SISTEMA
(NrnJlh/difusor)
Discos cerámicos
Parrilla
Tubos de plástico poroso rígidos Parrilla
4,07
Espiral doble
5,09
18,68
7
Espiral simple
3,40
20,37
13
25
,70 - 11,88
26
36
19
37
15
19
12
13
10
13
Tubo de plá stico poro so no rígidos Parrilla Espira simple
3,40
11 88
Tubos de membrana perforada Parrilla Espiral simple
3,40 - 10,1
Eyectores con inyección de aire Ubicación en un lateral
91,69
509,
Difusores no porosos spiral doble
5,60
16 ,9
Espiral simple
16,98
59,43
Adaptado parci lmente de
9 - 12
referenCia (6)
NO A:En tanques de aireac ón de configuración cerrada, tipo canal de oxidación o anulares, el
empleo de difusores porosos finos dispuestos en parrilla junto con vehiculadores del licor mezcla puede dar lugar del orden del 30
in rementos de la SOTE ew del orden del 40
Y d la OTE
sobre os valores indicados en el cuadro.
4.2.5 MOTOSOPLANTES
Como quiera que la sumergencia
funcionamiento de los sistemas de aireación
dentro de intervalo de 3,0
el ti po de máquinas utili zado para el sumin stro de aire
8,0
en variar
45
aquéllos es del denominado genéricamente como motosoplante caracterizado capacidad de operación efectiva hasta un contrapresión
máxima
disponer de
del orden de 10 0 m .c.a.
Dentro de la gama de motosoplantes existentes, los normalmente utilizados so De
po
de
dos tipos
desplazamiento positivo rotativas (tipo Roots)
• Centrifugo La características básicas
de
ambos tipos de motosoplantes son las indicadas en el
Cuadro
9.
CUADRO 9 CARACTERÍSTICAS PRINCIPALES DE LAS SOPLANTES TIPO
CARACTERÍSTICAS OPERATIVAS
VENTAJAS
DESVENTAJAS
DESPLAZAMIENTO POSITIVO ROTATIVA
.Proporcion un caud l .Rendimiento alto. ·Solo admite regulación relativamente constante del caudal por variación dentro de un intervalo de Posibilidad de trabajo a de la velocidad de giro. presiones variables sin presiones de impulsión. afectar el caudal (Buena -Nivel de emisión sónico adaptación a incremento de elevado. presión por colmatación de los difusores).
CENTRÍFUGO
-Proporciona caudales de .Rendimiento alto. aire variables dentro de un intervalo relativamente -Admite regulación del reducido de presiones. caudal por estrangulamiento de la admisión, además de por variación de velocidad. -Ni ve ....
de
emisión
sónico
.lntervalo limitado presiones de trabajo.
de
-El caudal de aire descargado disminuye al aumentar la
contrapresión
por efecto de colmatación de lo difusores
menor
46
De acuerdo co
lo indicado, en EDARS con tanques de aireación de tipo convencional (lámina de
agua prácticamente constante), cualquiera de los dos tipos de motosoplantes es adecuado. Si la lámina de agua es variable (caso de un reactor SBR), la máquina adecuada es la de de plazamiento positivo. Es interesante señalar que las características de las soplantes proporcionadas po los fabricantes vienen referidas al caudal de aire aspirado en unas condiciones estándar. La variación de estas condiciones ambientales en el aire aspirado en condiciones d upone una variación de
u
nsidad, po
lo que la
referente a su capacidad volumétrica (N ambiental prevista (verano) ya qu
campo
soplantes deben dimensionarse, en lo
/h) para las condiciones de máxima temperatura
la densidad del aire es menor y en lo relativo al motor de
accionamiento (k\V) para las de menor temperatura ambiental (invierno) cuando la densidad del aire es mayor.
4.2.5.1 CÁLCULO
LA POTENCIA
LOS GRUPOS MOTOSOPLANTES
La potencia absorbida en la compresión adiabática del aire viene expresada po
P(kW)
Qa 75 x
Ta eb
[(p2)n -PI
0,736
(18)
donde: Qa: Caudal de aire aspirado a la temperatura ambiente (m /s) y:
Peso específico del aire a la temperatura ambiente (Kglm') Constante de los gases (29,27 ml°K)
Ta: Temperatura ambiente absoluta (OK) = 0,283 para el aire Presión absoluta en la impulsión (K PI = Presión absoluta en la aspiración (K
cm'). cm')
e,,= Rendimiento de la soplante (tanto po uno).
47
fórmula anterior proporciona la potencia neta absorbida
La
potencia
bruta
absorbida
hay que
po la
soplante. Para el cálculo
la
de
tener en cuenta las pérdidas en la transmisión y en el motor.
TRANSMISIÓN
MOTOR
SOPLANTE
Potencia Bruta Absorbida
Potencia Neta Absorbida
suele variar entre 0,65 y 0,75 para soplantes de desplazamiento positivo rotativas y entre 0,7 y 0,8 en soplantes centrifugas tipo turbo (eJ, es del orden de 0 95 de dimensionamiento De
acuerdo
puede suponer
un
valor
de
lo indicado anteriol1nente una
co
e,
xe
ve
e(m)
del
orden de
0,92. A efectos
0,9.
conocido el caudal
de
aire
estandar
aspirado
necesario, la aplicación de la fóm1Ula exige calcular el caudal (Qa) a la temperatura seleccionada y el peso específico el aire aspirado a esa temperatura. Asimismo, es necesario
conocer
la presión relativa en la impulsión, la cual incluye l as pérdidas en
los conductos de distribución y accesorios correspondientes, la propia del difusor y la la
columna de agua
de sumergencia de éste.
Las pérdidas en los conductos de distribución y accesorios, suele orden
de
20
asociada
se
relativamente pequeña, del
a 300 mm.c.a.
La pérdida en
el
difusor
puede
fabricante, que para caudales el efecto de colmatación La buena práctica
variar desde su valor en estado nuevo, dato suministrado
nomlales
puede suponer
de diseño suelen oscilar entre 200 y
la
el
mm.c.a., aunque
un incremento notable dependiendo de su grado.
aconseja la adopción, a efectos de cálculo previo, de
impulsión equivalente a
40
po
sumergencia del difusor
má
un
valor
un
presión relativa
en la
adicional de 800 a 1.000
mm.c.a. En el
Apéndice
I se incluye un ejemplo de cálculo.
48
4.2.6 ENERGÍA PARA lIfEZCLADO En sistemas de aireación co expresa en forma de intensida
difusores, la energía nec esaria para el mezclado del reactor se de aireación medida en m aire/m de volumen de reactor o
aire/m' de superficie del reactor. Evidentemente, la intensidad de aireación depende de la
configuración del sistema (geometría del reactor, dispo ición de difusores, MLSS, etc .). No se dispone de infornlación precisa sobre la intensidad de aireación mínima po
lo qu
se suele recurrir a cifras basadas en
experiencia de otras plantas. En la referencia
(lO) se recomienda aplicar una intensidad de aireación mínima disco co
aplicar en un tanque
,83 m'/h/m' para difusores de
configuración en parrilJa.
4.2.7 REGULACIÓN DE LA OXIGENACIÓN Al igual qu
en el caso de aireadores superficiales, el control de la regulación de la oxigenación
en sistemas de aireación subsuperficiales puede se
de tipo temporizado
control de
oxígeno disuelto. Asimismo, en este tipo de si temas ha velocidad de giro de lo modificar
dos variables so br
glUpOS motosoplante
apertura de la válvula de admisión
las que se pude actuar: modificar la
y en el caso de soplantes de tipo centrífugo aire.
En consecuencia caben cuatro posib les modos de actuación: Marcha y parada de glUpOS motosoplantes. Marcha a dos velocidades.
• Variación continua de la velocidad. Variación de la apertura de la válvula de admisión (en soplantes de tipo centrífugo). La regulación
ediante marcha y parada de glUpOS motosoplantes, aunque se trata evidentemente
de una solución sencilJa y ec nómica es como se ha comentado en 4.1.7 una regulación blU sca que, en el caso de difusores poro sos finos de tipo cerámico, no puede ejercitarse como todo nada debido al problema de colmatación asociado a ese tipo de difusores cuando no se alimenta aire a os mismos, por lo que se trata de dejar n funcionamient
el número de glUpOS necesario
49
aire a os mismos, por lo que se trata de dejar en funcionamiento el núme o de grupos necesario pa a asegurar un
fl ujo
uni formeme nt
dist ri buido de aire sobre a totalidad de a
perficie de
difusor que impida su colmatació De hecho
los fabr ca te
ifusores
ecomiendan unos va ores mínimos de caudal
funcionamiento según el tipo de difusor. En
Figura 14 se muestra un esquema típico de
tema de regulaci n para un tanque con
config ración de flujo en pistón.
-1
P:O
-1 -1
PIO
r-
de OD
ARRlUA
-l
OIIDA de 00
PIRRlUA
ONDA de 00
P ~ R R I U A
LUJO
SOPL"IHES
GUR
14.
Esquema tipico de re gulocion de un sistema de oireoc io ipo flujo en pista de es osos.
50
5.
TÉCNICAS APLICABLES AL DISEÑO Y GESTIÓN DE SISTEMAS DE AIREACIÓN
INTRODUCCIÓN En los apartados precedentes se ha expuesto los sistemas y metodologías de cálculo utilizados para el dimensionamiento de sistemas de aireación. Un aspecto que ha sido puesto de relieve es que la utilización de ciertos criterios
valores
teórico de determinados parámetros puede conducir a que la solución resultante pueda distar en mayor o
menor
medida de la realidad que se va a presentar en las cubas de aireación durante su
funcionamiento posterior. En lo que sigue, se incluyen unos comentarios relativo
las insuficiencias que, normalmente se
desprenden de la utilización de la metodología teórica descrita y una introducción
las técnicas
disponibles para la obtención de la información necesaria que permite solventar el problema de forma preci sa
fiable.
Teniendo en cuenta que por razón de su eficacia y economía los difusores porosos finos constituyen el sistema de aireación de utilización mayorit ria, este apartado se centra en este tipo de sistema. No obstante, algunas de las técnicas que se describen pueden se utilizadas, asimismo, para otros tipos de sistemas de aireación.
5.1
LIMITACIONES E INSUFICIENCIAS DEL SISTEMA METODOLÓGICO DE
CÁLCULO DESCRITO 5.1.1 CÁLCULO
DE
LA DEMANDA
DE
OXÍGENO
El cálculo de la demanda de oxígeno para satisfacer las condiciones del proceso se lleva a cabo mediante la utilización de fÓI111Ulas que incluyen más
menos coeficientes
parámetros, según sea
el grado de sofisticación del mod lo de cálculo utili za do, y que deben de ser cuantificado para la
aplicación dc la fórmula seleccionada. La utili zación de valores teóricos de estos coeficientes y parámetros implica una de sviació imposible de cuantificar respecto
la demanda real.
51
En el caso de plantas de nueva construcción, esta cuantificación sólo podría llevarse a cabo mediante la operación de una planta piloto
la utilización de técnicas respirométrícas.
Desafortunadamente, en la inmensa mayoría de los casos ello no es posible y, por tanto, es obligado suponer y aceptar que la utilización de fónnulas contrastadas por la buena práctica es suficiente los efectos requerídos. Sin embargo, en los casos de plantas existentes en las que se pretende renovar, modificar o ampliar el sistema de aireación, es perfectamente factible efectuar mediciones in situ que pemlitan conocer la demanda de oxígeno en las condiciones reales de funcionamiento y su varíación temporal (a lo largo del día y estacional) y espacial (en diversas zonas de la cuba de aireación). La posibilidad de acotar los valores de la demanda de oxigeno es de primordial importancia en la eliminación o mitigación de los errores asociados a una estimación puramente teórica. No puede olvidarse que una sobreestimación de la demanda supondrá unos costes adicionales de inversión y también de explotación, po razón de las limitaciones inherentes al conjunto del sistema (intervalos de funcionamiento económico de los grupos de producción de aire y caudales mínimos a mantener en el sistema para asegurar la unifomlidad del !lujo de aire, tanto en cada difusor individual, como en la masa de la cuba de aireación).
5.1.2
VARIACIÓN
LA DEMANDA DE OXÍGENO A LO LARGO DEL TANQUE
En ausencia de infol111ación fidedigna, la distribución espacial de la demanda de oxígeno es desconocida. En consecuencia, en función de la configuración del tanque, es preciso hacer una estimación teórica de la misma
lo largo del tanque.
Esta distribución teórica, basada en la aplicación de infonnación procedente de literatura, es la base para la definición de las panillas de difusores, y el número y densidad de los mismos, pudiendo incunirse en errores, tanto por defecto como po exceso, según la zona del tanque de que trate. Lo expuesto en el apartado anterior es igualmente aplicable a la resolución de esta incógnita. En plantas de nueva construcción la utilización de distribuciones teóricas es inevitable. En plantas
existentes es perfectamente identificabl y, po tanto, no debería dejarse de lado.
52
5.1.3 S ELECCIÓN DEL DIFUSOR Anteriornlente, se ha señalado que la única infornlación de que se dispone para seleccionar el difusor
utilizar es la suministrada por el fabricante, siempre referida a condiciones
qu hace referencia
estándar
en lo
la eficiencia de transferencia de oxígeno (SOTEcw ), sus caractensticas fisicas
y mecánicas y su coste. Evidentemente, una decisión basada exclusivamente en esta infornlac ión es claram ente insufici nt puede conducir a graves errores. No puede perd rse de vista que el coste de inversión difusores puede constituir; únicamente, un valor variable entre el 15
los
• 25% de los costes totales
del sistema de difusión de aire a lo largo de su vida útil. decisión debe basarse en criterios objetivos. Todos los difu so res porosos fino
pueden ver
alteradas sus caractensticas funcionales por las siguientes causas: •
Los difusores porosos finos so susceptibles de colmatación de sus poros por efecto de partículas transportadas por el aire de suministro (efecto interno) o por aquéllas que lo atraviesan por intrusión del líquido mezcla durante interrupciones de aquél (efecto externo). Los difusores de membrana elastomérica son susceptibles a cambios irreversibles del medio de que están constituidos por exposición a agentes agresivos presentes en el agua residual y en el aire de suministro (deterioro) Algunos constituyentes del agua residual pueden dar lugar a tasa aceleradas de extracción de agentes pla tilicantes de las membrana dando como resultado una reducción de su vida útil. La exposición a las concentraciones de ozono presentes en el aire de suministTO puede afectar constituyentes de cierto
tipos de membranas que puede dar lugar
fallos prematuros del
material de aquéllas. •
En algunos casos, las membranas pued
estar sometidas a tensiones elevadas que pueden
conducir a defornlacione excesivas y, eventualmente, a su fallo mecánico. Todas esta modificaciones potenciales pueden dar lugar a variaciones del comportamiento de lo
difusores sometido
a condiciones reales qu
de figuren
tancialmente la
expectativas
previstas.
53
Teniendo en cuenta estas consideraciones, la selección del difusor debe dirigirse a la obtención de información suficientemente precisa sobre los siguientes aspectos fundamentales: •
Pautas y tasas de cohnataciónldeterioro cuando estén expuestos a las condiciones de servicio.
•
Cuantificación del efecto de reducción de la colmatación de los difusores cuando se aplica un sistema de limpieza
•
grado de recuperación de su transferencia de oxígeno.
Evaluación de la afección a las propiedades fisicas y mecánicas del difusor al estar expuesto a las condiciones de servicio. Evaluación de la vida útil esperable en la condiciones de funcionamiento.
• Cuantificación de los valores de campo de
OTE pw
Esta información permite realizar un ejercicio económico que, incluyendo todos los conceptos asociados a los costes que se presentarán durante la vida útil, proporcionará unos datos objetivos sobre las ventajas de cada tipo de difusor estudiado.
5.1.4 CAUDAL
DE AIRE
DISTRIBUCIÓN ESPACIAL
El factor que ejerce mayor influencia sobre el caudal de aire a suministrar para satisfacer la demanda de oxígeno es el coeficiente dicho
el de la colmatación
uF
que incluye el efecto combinado del factor
propiamente
o pérdida de caracteristicas del difusor (F).
La adopción de un valor teórico par a este coeficiente debe analizarse desde dos puntos de vista. De entrada, es imposible predecir el valor real de
en las condiciones de campo sin llevar a cabo
ensayos in situ. La adopción de un valor de diseño puramente teórico puede inducir a errores que, desafortunadamente por lo general, se traducen en insuficiencias, ya que es un hecho constatado que en la mayoria de instalaciones los valores de
adoptados suelen ser más bajos que los previstos.
esta insuficiencia hay que añadir la circunstancia de que, salvo en cubas de aireación en donde se consigan configuraciones muy precisas de mezcla completa y, por lo tanto constante en toda la cuba, el factor
uF
es más o menos
suele presentar variaciones, que pueden ser bastante
sustanciales a lo largo del tanque de aireación y tanto mayores cuanto más próxima sea la
54
configuración del mismo a un flujo en pistón (no
es
raro encontrar intervalos de variación de
entre entrada y salida del tanque del orden de 0,25 a 0 70) El hecho de que
sea variable a
10
largo del tanque implica que un determinado volumen de aire
introducido en una parrilla del sistema da lugar a una transferencia de masa de oxígeno distinta de la que se consigue con las misma condiciones de caudal
parrilla ubicada en otra zona del tanque.
Abundando en el tema, el efecto de variación de F
tiempo, debe de ser contemplado de fonna
similar
al
en el
efecto del envejecimiento de una tuberia sobre el coeficiente de fricción. Es decir, es
preciso tener en cuenta que las caracteristicas del difusor irán empeorando a lo largo de su vida útil, lo cual dará lugar
una disminución progresiva de su capacidad de transferencia, lo cual debe de ser
tenido en cuenta previendo un factor de seguridad adecuado La consecuencia que se deduce de
lo
expuesto es que
práctica de suponer un valor de
no
contrastado que mantiene un valor constante, tanto espacial como temporal, suele conducir carencias en la zona primera de las cubas de aireación donde mayor es la demanda y menor es la transferencia de oxígeno y a excesos en la zona final donde se invierten los términos. Como se describe más adelante, todas estas insuficiencias son subsanables cuando se trata de remodelación, modificación o ampliación de una planta existente.
5.
INSUFICIENCIAS ASOCIADAS
El re spo nsable
GESTIÓN
de la gestión de una EDAR se encuentra, en
lo
UN SISTEMA EXISTENTE que hace referen ia
su
sistema de
aireación, con una instalación constituida por unos grupos productores de aire y unos tanques de aireación, cada uno de ellos dotado de un cierto número de parrillas de alimentación individual desde el colector general de suministro,
en donde se ubican un determinado número de difusores.
El objetivo de una gestión eficaz es, evidentemente, satisfacer la demanda de oxígeno al mínimo coste económico
mantener el sistema operativo en las condiciones de funcionamiento más
eficientes posible.
En
el
caso de que
la
instalación disponga de capacidad suficiente
existente, (de otra fonna
el
ra
hacer
fi 'e nte
la demanda
problema habria que englobarlo dentro del aspecto dc mcjora 55
ampliación o rehabilitación de la EDAR), el operador detecta al cabo de un cierto período de tiempo, la imposibilidad de conseguir la concentración deseada de oxígeno disuelto en las cubas manteniendo el mismo caudal de aire aportado a éstas, sin haberse producido un incremento de la carga contaminante afluente al proceso. Si la instalación incluye la medición individualizada de presiones, el operador puede detectar,
asimismo, un incremento de presiones en el sistema. Evidentemente, el aumento del caudal supone un incremento de consumo energético al tener que aumentar paralelamente las horas de funcionamiento de las soplantes
tener que recurrir
la puesta
en servicio de los grupos de reserva activa. De igual manera, un incremento de la presión de servicio supone un aumento del gasto energético. En la situación de scrita, la causa del problema es nom13lmente achacada a la colmatación de los difusores, de manera que cuando la desviación de los consumos sobrepasa algún valor considerado anormal, se plantea la conveniencia de proceder a la limpieza de los difusores, iniciándose un ciclo repetitivo que, eventualmente, acabará al cabo de un período de tiempo más o menos largo con una insuficiencia manifiesta del sistema para satisfacer la demanda o unos costes energéticos y de limpieza extremadamente altos, planteándose la necesidad de modificar
sustituir la instalación.
Este escenario, descríto de forma muy simplista, es común a todas las instalaciones de suministro de aire a cubas de aireación. Sin embargo, la gestión de una instalación basada exclusivamente, en actuaciones correctivas en función de la detección de in uficiencias sin cuantificación precisa dista mucho de ser satisfactoria. Una situación calificable de suficiente debe suponer que el operador dispone de la siguiente información a lo largo de la vida útil del sistema: •
Datos precisos sobre el valor del coeficiente
uF
de sus difusores,
de su evolución espacial y
temporal. •
Datos precisos sobre el valor de la eficiencia de campo (OTE .. del sistema, de su variación espacial
de su evolución temporal.
Sistema de limpieza más eficaz y cuantificación del grado de recuperación de la (OTE ..) de sistema cuando se procede
su limpieza.
56
Cuantificación del efecto de colmatación de los difusores y grado de recuperación por efecto de su limpieza. Cuantificación del grado de afección del medio a las características fisicas
mecánicas de los
difusores y su evolución a lo largo del tiempo El conocimiento de esta información po ibilita que el operador aborde una metodología de gestión racional, basada en criterios objetivos, que permita Adecuar el suministro de aire la eficacia real del sistema, teniendo en cuenta las variaciones de OTE p" existentes a lo largo de la cuba d aireación. Cuantificar la evolución temporal del grado
pérdida global
eficacia
e us sistema
obteniendo unos críterios precisos para el establecimiento de la frecuencia de las operaciones de limpieza. • Conocer el grado de recuperación de la eficiencia por efecto de la limpieza, obteniendo un criterío racional para la estimación de la vida útil de los difusores. Realizar un seguimiento continuo de la evolución de las características de los difusores y conocer las pautas de su deterioro o pérdid de eficiencia y estimar la duración de su vida útil.
5.3 MEDIDA
DE
LA TRANSFERENCIA
DE
OXÍGENO EN CONDICIONES
DE
CAMPO La corrección de las principales insuficiencias expuestas implica la medida de la transferencia de oxígeno del sistema en condiciones de campo, así como de otros parámetros complementaríos. La metodología a utilizar en esta medida viene siendo objeto de estudio
controversia desd hace
muchos años. Así como en lo que se refiere la medida de la transferencia en condiciones estandar existe un consenso científico que se ha plasmado en la elaboración de métodos nomlali zados (9) cuyos resultados son universa lmente aceptados, no ocurre lo mismo con la metodologia a utilizar para l medida en condiciones de campo. Recientemente (l997), la AmelÍcan Society (l4)
para la medida de la transferen
ia
Civil Engineers (ASeE), ha editado unas directrices
de oxígeno en condiciones de campo que, aunque no gozan 57
del estatus de método nonnalizado (Standard), constituyen el cuerpo de doctrina más avanzado existente y la base para una futura aprobación de un método nonnalizado En este documento se describen
comparan un conjunto de métodos que se han venido utilizando
hasta la fecha En lo que sigue se incluye la aplicación del método de análisis off-gas
técnicas derivadas del
mismo por razón de su mayor versatilidad, sencillez y suficiencia de precisión frente
otros
métodos disponibles.
5.3.1 DESCRIPCIÓN DEL MÉTODO DE ANÁLISIS OFF-GAS PARA MEDIDAS DE CAMPO La técnica de medida de la transferencia de oxígeno mediante el análisis off-gas se basa en el método descrito por Redmon et al (15). El principio fundamental de la técnica se basa en la medida precisa de la variación del contenido de oxígeno del aire que sale de la cuba de aireación respecto al de aire que se suministra a la misma. La comparación de la composición del aire saliente (off-gas) con la del aire suministrado pennite el cálculo de la transferencia de oxígeno que tiene lugar en la cuba. El ensayo supone la recogida del aire saliente por la superficie del tanque de aireación mediante un
dispositivo colector dotado de una superficie detemlinada que se sitúa en aquélla
se conecta al
analizador mediante una manguera flexible. Este aparato lleva a cabo la medida en continuo de la temperatura, presión, caudal, al tiempo que el contenido de oxígeno del aire de salida del tanque y del aire ambiente, efectuando las correciones precisas de la humedad
contenido de CO de ambos
gases. Esta infonnación junto con la medida en continuo de la temperatura y el oxígeno disuelto del licor mezcla, pemlite conocer la transferencia real de oxígeno (OTE pw en cualquier punto de la cuba por aplicación de un balance de masas
OTE
Masa de
entran ent rante te - Masa de Masa de
entrante
saliente
x 100
58
Cada medida proporciona el valor de la OTE,w existente en la cuba en el punto de medición El tiempo requerido en llevar a cabo una medición, incluyendo el calibrado de toda la instrumentación y el ajuste del caudal de aire es del orden de
15
minutos.
La aplicación del método implica la realización de un número de medidas variable según el tamaño configuración del tanque de aireación. El valor medio ponderado global de la OTE, de una zona de un tanque de aireación, o de la totalidad del mismo, se calcula mediante la expresión:
OTE,
____
-'"
qa
donde: OTEp
Media ponderada de la OTE,,, (%)
OTE"
Valor de OTE,,, en
el
punto de medición (%)
Caudal de aire recogido po unidad de superíicie en cada punto de medición ( L ' , ' L·')
Número de puntos de medición
partir de los valores medidos de OTE,,, se calculan los de la SOTE,,, que corresponderian a la transferencia en
el
licor me cla a 20
El cociente entre la SOTE
oC
concentración nula de oxigeno disuelto (C
así calculada
la SOTE,,, proporcionada po
0,0 mgll).
el fabricante de los
equipos para la misma disposición, sumergencia y densidad de difusores proporciona el valor de uF de los difusores en cuestión
SOTE,,,
SOTE,,,
Los datos dat os obtenidos durante
la
medición permit n la obtención simultánea de la tasa de consumo de
oxígeno OUR, expresado en mg de oxígeno consumido por hora (mg/Jlh), de
[011113
que
el
litro d
tanque d
aireación
todo proporciona la respirometría real de la zona del tanque de medida
59
en las condiciones existentes en aquélla
pennite cuantificar la demanda real de oxígeno que tiene
lugar en el reactor. Asimismo esta técnica proporciona, directament directamente, e, los caudales de aire que fluyen por cada parrilla del sistema de aireación penn pennitien itiendo do conocer con ocer la distribución distribución del del aire en la totalidad del sistema y, en su caso, la detección de fangos o desequilibrios en el mismo.
En definitiva, mediante la utilización de la técnica descrita se puede obtener infonnación precisa cuantificada sobre el nivel de funcionamiento real de un sistema de aireación existente. En la Figura 15 se muestra esquemáticamente la instalación necesaria
la fonna de llevar
cabo la
medida. En la Figura 16 se indica la disposición de las estaciones de medida en un tanque de aireación constituido por tre sectores trabajando en serie en configuración de flujo en pistón.
5.3.2 DESCRIPCIÓN DE LA TÉCNICA
DE
ENSAYO
COLUMNA
La utilización del método off-gas en la fonna descrita anterionnente proporciona, además de la OTEpw, como hemos visto, el valor de
como un factor global, sin diferenciar el valor relativo de
F. Solamente en el caso de que la medida se realice inmediatamente después de la puesta en
marcha de la instalación, en que los difusores se encuentran en estado nuevo y donde, po definición 1, el valor medido corresponde exclusivamente al factor
Otra necesidad que no puede ser cubierta mediante el método anterior se presenta en una planta existente en la que se pretende renovar el sistema de aireación y se quiere cuantificar la eficiencia de otros difusores distintos a los instalados.
Asimismo, tal como se ha señalado en 5.1. es importante poder conocer el grado de recuperación de la OTEpw de un difusor al serie aplicado una operación de limpieza.
60
ANALIZAD OR
OFF GAS
CA,IPANA OF F- GAS
11 11 11 11 11
1111 11
111
11
1111 1[111[ 11 111 111
11 11
11
11
111 11 111
GURA 15.
quema de nstalac an para el en condiciones
e c mpa.
mAL
mAL2
C""AL
AflUU;;[
off gas
nal
fo+ FIGURA 16.
Disposicion de os eS:Gcianes de medida de off gas en un
tanque de aireacion de configurocion de flujo en pistan.
!-+
EfL
TE-
1111
111 1[ [11 111 11
Toda esta infonnación puede ser obtenida en una planta existente, a partir del licor mezcla del reactor, mediante la técnica de ensayo en columna. El método está incluido en el Design Manual. Fine Pare Aeration Systems de EPA (10) como uno de los métodos ex-situ aplicable a la evaluación de difusores porosos finos. En la Figura 17 se ilustra esquemáticamente la aplicación de ésta técnica. El método se basa en la utilización de una columna de diámetro interior mínimo del orden de 750 mm y altura equivalente a del tanque de aireación que se ensaya. El licor mezcla del tanque de aireación donde se realiza el ensayo se bombea a la columna constante, mediante una bomba umergible ubicada
caudal
el punto de ensayo, de manera que el tiempo
de retención en aquélla sea del orden de 8 a 12 minutos. El caudal bombeado circula por la columna, sale po su parte superior y se devuelve al tanque de aireación. Los difusores a ensayar se instalan en el fondo de la columna y son alimentados con aire mediante una soplante cuyo caudal se mide y controla continuamente por medio de un rotámetro registrándose simultáneamente la temperatura y presión atmosférica La concentración de oxigeno disuelto en la columna se mide continua y simultáneamente en dos profundidades aproximadamente a 1/4 y 3
de la altura útil de líquido en aquélla así como en el la
esta fomla, es posible ajustar la concentración de oxígeno disuelto en la columna a los valores existentes en
tanque de aireación en el punto de ensayo, variando el caudal de aire aplicado al
difusor. La medida de la transferencia de oxígeno en el licor mezcla ensayado (SOTE pw se lleva cabo mediante el método de análisis off-gas, al igual que la de la SOTEcw en agua limpia sobre difusores idénticos en estado nuevo. Entr la aplicaciones má relevante de la écnica de ensayo en columna se pueden destacar las iguiente s:
Gl
COLUMNA DE NSAYO
OFF
GAS
.......
PANE DE CONTROL DE CAUDAL DE RE
ANAL ZADOR
OFF-GAS
AI RE
FLOTADOR
~ G U P v \ 17
Representacian esquemotico de uno instalocioo mezcla
un
tanque
de
ireacion.
de
enso)'o
en
co lum na con icor
1. Medida del coeficiente u o La relación entre la SOTE
de
un
difusor
la SOTE,,, medidas en el ensayo proporciona el valor de
de
difusor en el licor mezcla ensayado. SOTE pw
----'-- SOTE cw
El conocimiento del valor de
en diversos puntos de un tanque de aireación donde se pretende
reemplazar el sistema de aireación existente, pem1ite abordar de fom1a objetiva el diseño de aquél evitando los errores inherentes a la utilización de los valores teóricos. Si el difusor que se ensaya es nuevo, la relación anterior proporciona, exclusivamente, el valor de u. Si el difusor ya ha estado en servicio, el valor obtenido es
uF
es decir, incluye el efecto de
colmatación/deterioro de aquél.
Medida de
la tasa
de
consumo de oxígeno (OUR)
La aplicación de un balance de masas en la columna permite el cálculo de la OUR (mg O,/I/h) en las condiciones reales existentes en el tanque de aireación. En definitiva, el sistema actúa como un respirómetro que proporcIOna los valores de
OU
correspondientes a las concentraciones de oxígeno disu lto que prevalecen en el proceso durante la realiz ción del ensayo. Este aspecto es fundamental ya que, si la evaluación de la demanda total de oxígeno de un proceso para la posterior aplicación al dimensionmmiento de los equipos de aireación se lleva a cabo a partir de valores de la OUR calculados mediante tests con botellas de DBO o técnicas repirométricas a concentraciones elevadas de O.D. (4,0 - 6,0 mgl\), superiores a las realmente existentes, lo resultados obtenidos pueden proporcionar valores notablemente más altos de la OUR que los que hay en el reactor donde las concentraciones de O.D se sitúan entre 0,2 y 2,0 mg/1. La utilización de los valores de la OUR medidos en esas condiciones inadecuadas dan lugar a un conjunto d
errores puestos de manifiesto por MueIler y Stensel (16) que, básicamente, pueden
resumirse en que proporcionan valores de u mayores que los reales (enhanced biological oxygen transfer) y demandas de oxígeno a satisfacer, asimismo, superiores a las reales.
62
3. Medida del coeficiente F (colmatación/deterioro) de un difusor El valor del coeficiente F, indicativo de la influencia que ejerce la colmatación y el deterioro de las características de un difusor sobre la SOTE,w del mismo, viene definido por la siguiente relación:
F
=
-
SOTE pw en las condiciones de servicio del difusor - ~ ~ - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - SOTE pw en estado nuevo
El procedimiento de medida de F se basa en la extracción de un difusor testigo que haya estado en servicio en el tanque de aireación durante un período de tiempo determinado (días, meses), la medida de su SOTE
",
en columna y licor mezcla según la metodología descrita anteriormente y la
medida de la SOTE,w en columna y mismo licor mezcla de un difusor idéntico nuevo. La aplicación de la técnica pemúte conocer, asimismo, el efecto de recuperación de la SOTE,w de un difusor al serIe aplicada una operación de limpieza, o bien, la investigación del método de limpieza más efectivo en las condiciones específicas del medio donde opera el difusor. En el Cuadro 10 se muestra, de fomla resumida, las aplicaciones de las técnicas descritas a los escenarios típicos que se presentan en el proyecto y gestión de una EDAR y los parámetros y variables cuantificables mediante aquéllas.
63
CUADRO
10
RESUMEN DE APLICACIONES DE LAS TÉCNICAS DE OFF-GAS Y ENSAYO EN COLUMNA AI'IJIL.¡>.C1UN l\1ÉTODO OFF
ACTUACIÓN
LH_A.\-lU'I'
GAS EN CAMPO
ENSAYO EN
COLUMNA
NUEVAEDAR
SIN PLANTA PILOTO
No aplicable
• CON PLANTA PILOTO
No aplicable
No aplicable ,.,
para varios tipos de difusores
• OTEpw 'OUR
AMPLIACIÓN EXISTENTE (CAPACIDAD AIREACIÓN)
EDAR TANQUES
'"
Difusor más adecuado
'"
para varios tipos de difusores
OTEpw
'"
para varios tipos de difusores
OTEpw para varios tipos de
difusores
Demanda de oxígeno
• Distribución caudal de aire parrilla '"
Demanda de oxígeno
uF (global variación espacial)
DE ' O U R o+:
'"
'"
Difusor más adecuado
Diagnóstico situación existente
• Aplicación de medidasorrectoras REHABILITACIÓN EXISTENTE (SUSTITUCIÓN AIREACIÓN)
EDAR • uF (global variación espacial)
EQUIPOS
OTEpw Demanda
OTEpw para varios tipos de
difusores
oxígeno
Distribución caudal de aire parrill '"
•
para varios tipos de difusores para varios tipos de difusores
DE ' O U R '"
•
Difusor más adecuado
Diagnóstico situación existente
Aplicación
de
medidas
correctoras
• uF (global variación espacial) OTEpw OUR '"
parrilla '"
caudal de
frecuencia de limpieza de
difusores
Demanda de oxigeno Di stribución
'"
Tipo alfe
Optimización
(proceso
económica)
Diagnóstico situación existente Aplicación
de
medidas
correctoras
64
BJBLTOGRAFIA
1)
Aeration. Manual ofPractice FD-13 WPCF 1998.
2)
Eckenfelder, W.W Jr, Principies
Water Quality Management, CBI Publishing Company,
Inc. Bastan. 1980. 3)
Optimisation and uprating ofactivated sludge plants by efficient process desing. WRC. 1987.
4)
ATV-Standard A 131. 1991.
5)
Henze, M , C.P.L. Grady, Jr., N"
Gujer, G
R. Marais y T Matsuo. Activated Sludge Model
l. Scientific and Technical Reports N" 1 lA WPR
July 1986.
6)
Metca lf and Eddy. Wastewater Engineering Macgraw-Hill. 1991.
7)
Len enspiel, O. Chemical Reaction Engineering. John Wiley and Sonso 1962.
8)
Murphy, K.L.; and B.1. Boyko. Longitudinal mixing in spiral flow aeration tanks. Proceedings ASCE. JSED 96 (SA2).
9)
American Society
Civil Engineers. ASCE Standard Measurement
Oxygen Transfer in
Clean Water. 1984. lO) Design Manual. Fine Pare Aeration Systems. EPA (625/1-89/023). U.S. Environmental
Protection Agency. 1989. 11) Rowel, K Daigger G.T. Simpkin, T.J., Redmon, D.T , Ewing L. Evaluation ofoxygen transfer
efficiency and alpha-factor on a variety
diffused aeration systems Water Environment
Research. Vol. 64. 1992. 12) Bischof, F., Durst, F., Hofken, M. and Sommerfeld, M. Theoretical Considerations about Development of Efficient Aeration Systems for Activated Sludge TreatmenL Aeration Technolog . 1994. 13) Yunt F., Hancuff, T., Brenner, D., Sheel, G. An evaluation
submerged aeration equipment.
Clean water test results. WWEMA Industrial PoIlution Conference, Houston. 1980.
65
14) American Society
Civil Engineers. Standard Guidelines for In-Process Oxygen Transfer
Testing 1997. 15) Redmon, D.T., Boyle, W.C., Ewing,
1.
Oxygen Transfer Efficiency Measurements in Mixed
Liquor Using Off-Gass Techniques, J WPC. 1983. 16) Mueller, J.S., Stensel, D.H. Biologically enhanced oxygen transfer in activated sludge process.
Research Journal WPCF. 1990.
66
APENDICE 1 EJEMPLOS
DE CÁLCULO
Cálculo de la demanda de oxígeno de
Ejemplo N° 1
la
materia carbonosa
DATOS DE PARTIDA
Caudal diario de agua decantada
20 000 m /d
DB
200 mg/l
promedio del agua decantada
DBO promedio del efluente
::: 25
mg/l
MES promedio del efluente
::: 30
mg/l
Fracción biodegradable de la MES del efluente:
65
Temperatura del licor mezcla
20 oC
Volumen del reactor
5.330
Concentración del licor mezcla (SSLM)
2.500 mg/l
Carga másica (CM)
0,25 kg DBOs/d/kg SSLM
Edad del fango (SRT)
5,0 días
1)
MÉTODO
EMPÍRICO
(MOP-8)
Según Figura 2 kg 02/kg kg Ozldía
2)
eliminada: 0,95 kg 02/kg DBO 0,95
20.000 (0,2
025)
3.385 kg Ozldía
MÉTODO MODELO DE ECKENFELDER Cálculos previos
Carga diaria de DBO a aireación: 20.000 x 0,2
4.000 kg DBOs/día
Carga diaria de DBO a eliminar: 20.000 x (0,2 - 0,02) 3.600 kg
DBO/día
Cálculo de la DBO soluble en el efluente: DBO total en efluente
DBO soluble
f-racción biodegradable de la MES
DB
0,65 x 0 30
de la MES 19,5 mg/I
DBO; última de la fracción biodegradable:l,42 02/kg células oxidadas x 19
27,69 mgll
67
DBO¡ de la MES del efluente: 27,69 x 0,68 = 18,82 mg/l DBO¡ soluble en efluente = 25 0 - 18 82 = 6,17 mg kg Oidía
x 20.000 (0
x 5.330 x 2,5
'= 0,108
'= 0,55 kg Oidía
0,55 x 20.000 (0,2
kg DBO
kg
0,00617)
0,00617) + 0,108
3.571
3.571
20.000 x (0,2
e
0,025)
3.500
5.330 x 2,5 = 3.571 kg 02/día 02
Es interesante señalar que si en lugar de utili ar en los cálculos la DBO¡ realmente eliminada (DBO total afluente - DBO soluble efluente) se utilizara la DBO aplicada, se obtendría: kg Oidía
0,55 x 20.000 x 0,2
es decir un incremento de tan sólo el 1,9
08 x 5.330 x 2
3.639 kg Oidía
respecto al obtenido con
el
si tema de cálculo
riguroso. Teniendo en cuenta que ese sistema implica la utilización de unos parámetros (DBO¡lDBO última =
68
42 kg
kg células oxidadas) que tampoco son exactamente conocidos, en
la práctica es recomendable obviar aquéllos cálculos
hacer la simplificación de que la DBO¡
almente eliminada es igual a la DBO aplicada.
3) MÉTODO kg
/kg DBO¡ eliminada = 0,0525
= 0,75
0,0525
200-25 = 0,99 kg02
= 0,75+
0,25· kg
día = 0 99
5e
200
3.500 = 3.465
4) MÉTODO AT kg
z/ kg DBO¡ eliminada =
5+
0144 x
072(20-15)
, 0,08 x 1.072 20
1,15
kg02 /kgDB05e
68
kg Oidía
1,15
3.500
4.025
RESUMEN MÉTODO
DE
RESULTADOS
kg OzlkgDBOs,
kg 02/día
MOP-8
0,95
3.325
ECKENFELDER
1,02
3.571
WRC
0,99
3.465
15
4.025
ATV
COMENTARlO Como puede observarse los valores obtenidos son similares, excepción hecha de los calculados con el método A TV que proporciona un may or valor correspondiente con el espíritu conservador de esa normativa.
TV 1,3 para el intervalo de valores de SRT comprendido entre 25 días y 4 días, las
demandas de oxígeno punta (kg 02/h) resultan muy similares en todos los casos ya que el coeficiente de punta
aplicar al re to de los métodos sería del orden de 1,5
sobre el valor
medio horario
69
Ejemplo N° 2
Cálculo
de
la demanda
de
oxígeno
de
la materia nitrogenada para
los mismos datos de partida que en el Ejemplo N°] DATOS DE PARTIDA RELATIVOS AL NITRÓGENO NKT agua decantada
40 mg/l
N - N H / agua decantada
35
NK
efluente
:::
mg/l
4,0 mg
Proceso ni/rijicant MÉTODO NK
totalidad del NKT afluente
nitrificable
kg 02/día
20.000 x 0,04
4,57 x 800
kg
ía
3.656 kg O/día
20 000
4,57 x 700
reactor es nitrificable.
800 kg/dia
MÉTODO 2 La totalidad del NH N - N H / nitrificable
al
afluente
0,035
al
reactor es nitrificable.
700 kg/d ía
3.199 kg O/día
MÉTODO 3 Se presenta de forma implificada a titulo comparativo ya que este método no ha sido desarrollado en
el
texto por ser tratado en detalle en otra parte del
curso.
BALANCE DE MASAS DEL NK
N:
afluente al reactor: 20.000 x 0,04
800 kg/día
NKT incorporado al fango: (material celular)
Se adopta
un
valor promedio de 0,05 kg de N incorporado
al
material celular por kg
DB
eliminado.
70
N-incorporado al fango: 0,05 x 3.600
180 kg N/día.
Este contenido de N es extraído del sistema por la purga del fango. ell efluellte
Adoptando un valor de 4,0 mg l de NKT en el efluente: Pérdida de NKT en efluente: 20.000 x 0,004
80 kg N día
NKT nitrificable
NKT afluente - NKT incorporad al fango - NKT en efluente
NKT nitrificable
800 -
Demanda de
80
4,57 x 540
540 kg O/día (67,5% del afluente)
2.468 kg O/día
COMENTARIO
Como puede observarse, la adopción de hipótesis más ajustadas a la realidad que ocurre en el proceso da lugar a valores inferiores de la demanda de oxígeno. Proceso de lIitrificaciólI-desllitrificaciólI
En el caso de que se limitara el contenido de N-Total del efluente a, por ejemplo, 15 mg/l que el reactor incorporara una zona anóxica apropiada para llevar a cabo la desnitrificación necesaria el aporte de oxígeno asociado a la de nitrifiación sería el siguiente: BALANCE DE MASAS DEL N
N-NO] formados (según Método 3): 540 kg N-NOidía NKT en efluente: 80 kg día N-Total en efluente: 20.000 x 0,015
300 kg día
N-NO] a eliminar: (540
320 kg/día (59 25% del existente)
Aporte
80)
en desnitrificación : 2,86 kg O/kg N-NO]
320
915 kg O/día (37% del requerido
para
la
nitrificación)
71
Cálculo del sistema de aireación
Ejemplo N°
DATOS DE PARTIDA
Los corre pondientes a los Ejemplos
Demanda de oxígeno 3.639 kg O dí
Carbonosa (Eckenfelder) Nitrogenada Nitrificación
2.468 kg 02/día
Aporte desnitrificación
915 kg 02/día
Demanda total diaria
5.192 kg O día
Demanda media horaria
5.192 24
Coeficiente global de punta
1.
Demanda punta horaria
216 x
216 kg O
32 kg 02/h
Distribución espacial de la demanda Reactor d configuración aproximada de flujo e n pistón con 3 sectores en serie. Se supone la siguiente distribución espacial de la demanda: Sector
(50%) : 0,5 x 324
162 kg
Sector 2 (30%) : 0,3 x 324
97 kg 02/h
Sector 3 (20%) : 0,2
65 kg 02/h
32
Distribución espacial de Aírcación superficial
Difusores porosos
(a)
(aF)
Sector
0,7
Sector 2
0,85
0,55
Sector 3
1,00
0,70
72
Factores de trallsferellcia 25 oC
Cloruros
2.500 mg/l
Altitud
100 m
Factor
(Tablas)
=
Factor 1: (Tablas) Factor
(Tablas)
Factor
1:
8,95
0,98
9,09 25
8,26
20
9,09
0,908
0,988 0,879
Factores operativos
0 mg/l T ambiente máxima
35
oC
COllcelltracióll de saturaciólI
20
s20
11,6 mg/l (según fabricante difusores)
9,09 mg/l (Tablas)
AIREACIÓN SUPERFICIAL CON TURBINAS Información fabricante: SAEcw (No)
1,65 kg
OikWh
(constante)
73
CÁLCULO DE SAEpw (2520)
[0,879
9,09-2,01 9,09
(2520)
879
9,09-2,0]
Sector 1: SAEpwI = NI = 1,65
0,7
1.024
Sector 2: SAEpW2=
85
1.024
1,00
1.024
65
Sector 3: SAEp )= N) = 1,65
-
9,09
(25-'
-
0 9 - 2 01
879
09
0,857 kg 2 / kWh
1,04 kg0 2 / kW
2 kg0
kWh
CÁLCULO DE LA POTENCIA DE LAS TURBINAS Sector 1: PI
Sector 2:
Sector 3: p)
Demandal
----'-
NI
Demanda2 - - - =
N2
Demanda3
---"'-
N3
162
--=18903kW
0,857
'
97
-=9326kW
104
'
65
-=5327kW
12
Potencia total absorbida = 335,56 kW AEpw media ponderada = 0 857 x 0,5 Factor global de transferencia =
NOTA:
04
0,984
0,3
22
0,2 = 0,984 kg
zl kWh
596
1,65
El efecto de la concentración
es muy importante.
Si en lugar de c = 2,0 mgll se adoptara c
mgll, el valor de SAE se
incrementaría el 16,69%, obteniéndose una SAE media ponderada de 1,15 en lugar de 0,984 kg 02/kWh
un factor global de transferencia de 0,684.
74
AIREACIÓN CON DIFUSORES DE DISCO Sumergencia de los difusores = 4,85 Información fabricante 10,70 mg/I
lO
SOTEcw: densidad difusores (5 di
29%
densidad difusorcs (3 dif/n/)
27%
dcnsidad difusores (1 5 dif/m
= 25%
CÁLCULO DE SOTEpw Sector 1: SOTEpwl = 29 x 0 40 x 1.024
Sector
SOTEpw2= 27
55
1.024
Sector 3: SOTEpw3= 25 x 0 70
.024
(25-70)
[0,879
10,70-2,01 10,70
(75-70)
xl
(7'.'0) _.
879 x 10 70
2,01
10,70 879 x 10,70-2 10 70
9,02
J= 11
56 %
13 63
CÁLCULO DE AIRE NORMAL ASPIRADO Demanda 1
100
162 x 100
0,277 x SOTEpwI
277 x 9,02
Demanda? x 100
97 x 100
0,277
SOTEpw?
manda 3 x 100 277 x SOTEpw3
277 x 11,56 65
100
277 x 13 63
6,483 Nm
3.030 N m ~
1.722 N m ~
Caudal total de aire = 11.235 Nm /h
75
