59282554 Tema 8 Sistemas de Aireacion
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TemaS Sistemas de aireación. Técnicas aplicables al diseño y gestión Juan de Dios Trillo Monstsoriu
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TemaS
Sistemas de aireación. Técnicas aplicables al diseño y gestión
Juan de Dios Trillo Monstsoriu
ÍNDICE
1. INTRODUCCION ..................................................................................................... 1
1.1. FUNCIONES BÁSICAS DE UN SISTEMA DE AIREACIÓN ......... ....... .... ..... ........ ... ...... 1
2. NECESIDADES DE OXÍGENO EN LOS PROCESOS BIOLÓGICOS ............. 3
2.1 DEMANDA DE OXÍGENO DE LA MATERIA CARBONOSA ................. ......... .......... .. ... 3
2.1.1 MÉTODOS DE CALCULO DE LA DEMANDA DE OXÍGENO DE LA MATERIA
CARBONOSA ............................................. ............................................................................... 4
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 ................. ....... ....................................... .......................................... .............. 9
2.3 COMENTARIO SOBRE LAS BASES DE PARTIDA .. ......... ..................... ...... ...... ... ... ...... 10
2.4 EJEMPLOS DE CÁLCULO ....... ............... ..... ................................. ... .............................. .... 11
2.5 VARIACIONES DE LA DEMANDA DE OXÍGENO ................................................. .... ... II
2.5.1 VARIACIÓN TEMPORAL ..................................................... ............... ................... ... ... 12
2.5.2 VARIACIÓN ESPACJAL ............................................ ....... ... .................. .. ...................... 14
2.6 ENERGÍA PARA MEZCLADO ............... .... .. .... ................................................... .............. 18
2.7 NIVEL DE OXÍGENO DISUELTO ...... ........ .................... ................................................ ... 18
3. TRANSFERENCIA DE OXÍGENO ...................................................................... 19
3.1 INTRODUCCIÓN ................................................ ...................... ....... ................................ .. . 19
3.2 ECUACIÓN GENERAL DE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO ...................... .... ..... 20
3.3 TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES NORMALIZADAS
(ESTÁNDAR) ...... ..... ......... .......... ..... ................... ... .............. ...... ..... ......... ......... ..... ...... .. ........ ... . 21
3.3.i EXPRESiONES DE LA EFiCiENCIA DE UN SISTEMA DE AIREACIÓN ...... .. ......... 22
3.3.2 INFORMACIÓN SUMINISTRADA POR LOS FABRICANTES DE LOS EQUIPOS DE
AIREACIÓN RESPECTO A LA EFICIENCIA DE TRANSFERENCIA ................................. 23
3.4 TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES DE CAMPO ........ .... ...... .. ... .. .... 24
3.5 FACTORES QUE INFLUYEN SOBRE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN
CONDICIONES DE CAMPO ........ .............................. ...... ................................ ......... ......... ... ... 27
3.6 METODOLOGÍA DE CÁLCULO DEL SISTEMA DE AIREACIÓN ............................... 28
3.7 VALORES CARACTERÍSTICOS DE LOS COEFICIENTES a y aF DE LA
TRANSFERENCIA EN CONDICIONES DE CAMPO .............. .................. ............... ..... ...... 36
4. SISTEl\1AS DE AIREACIÓN ........................................................................... 32
4.1 AIREADORES SUPERFICIALES ......... .... ... ... ................. .. .. ... ... .... ... .. ... ..... ... .... ... .... .......... 32
4. 1.1 AIREADORES DE EJE VERTICAL ................. ..... ..... ................ ........... ... ........... ...... .... 33
4.1.2 AIREADORES DE EJE HORIZONTAL ..... ................ ... .... .......... .................................. 33
4.1.3 AIREADORES DE ASPIRACIÓN CON ROTOR SUMERGIDO .................................. 34
4.1.4 EYECTORES .... .......... ................................. ................. ............................................. ..... 34
4.1.5 VALORES CARACTERÍSTICOS DE LA TRANSFERENCIA DE m1GENO DE LOS AIREADORES SUPERFICIALES ........................................................................................... 35
4.1.6 CALCULO DE LA POTENCIA DEL AIREADOR ......................................................... 36
4.1.7 ENERGÍA PARA MEZCLADO ...................................................................................... 36
4.1.8 REGULACIÓN DE LA OXIGENACIÓN EN LOS SISTEMAS DE AIREACIÓN
SUPERFICIAL ........................................................................................................................ 37
4.2 AlREADORES SUBSUPERFICIALES ..... ....................... ............. ........... ......... .... .. ............ 39
4.2.1 DIFUSORES POROSOS FiNOS ......... .............. .......... ............ ... ................................... 40
4.2.2 CONFIGURACIONES UTILIZADAS ............. ... ..... ... .. ... ........ ....................................... 42
4.2.3 FACTORES QUE AFECTAN A LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO ....................... 42
4.2.4 VALORES CARACTERÍSTICOS DE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO DE LOS AIREADORES SUBSUPERFICIALES ................................................................................... 44
4.2.5 MOTOSOPLANTES .......................... ......... .......... ............ .. .......................... ... ....... ....... . 45
4.2.6 ENERGÍA PARA MEZCLADO ...... ....... ......... ............................ ... ............ ..................... 49
4.2.7 REGULACIÓN DE LA OXIGENACIÓN ...................................................................... .49
5. TÉCNICAS APLICABLES AL DISEÑO Y GESTIÓN DE SISTEMAS DE
AIREACIÓN ......................................................................... ....................................... 51
5.1 LIMITACIONES E INSUFICIENCIAS DEL SISTEMA METODOLÓGICO DE
CÁLCULO DESCRlTO ................ ........ .................... ............... ..... ........................... ..... .. ........ ... 51
5.I.} cALCULO DE LA DEMANDA DE OXíGENO .................... .... .. .... ......................... ...... 51
5.1.2 VARIACIÓN DE LA DEMANDA DE OXÍGENO A LO 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,
prácticamente 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 por 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 genérico de sistemas de aireación se incluyen un conjunto de bases de diseño y
técnicas específicas destinadas, primordialmente, a satisfacer esa demanda de oxígeno y
complementariamente otros requerimientos asociados a esos procesos.
I.I 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, por
tanto, fácilmente disponibles para su utilización por los microorganismos.
4. Mantener un nivel de oxígeno disuelto en la totalidad del reactor que posibilite el desarrollo
n0l111al de las reacciones involucradas.
En lo que sigue se analizan las necesidades asociadas a las funciones señaladas.
2
2. NECESIDADES DE OXÍGENO EN LOS PROCESOS BIOLÓGICOS
El consumo neto de oxígeno por parte de los microorganismos presentes en el reactor biológico
viene definido por la siguiente expresión:
CONSUMO NETO
DE OXÍGENO
DEMANDA DE LA
MATERIA CARBONOSA
Organismos heterotrofos
+ DEMANDA DE LA
MATERIA NITROGENADA
Organismos autotrofos nitrificantes
+ APORTE POR
DESNITRIFICACION
Organismos heterotrofos
2.1 DEMANDA DE OXÍGENO DE LA MATERIA CARBONOSA
(1)
De fomla simplificada puede decirse que el concepto básico asociado a la eliminación de la
demanda carbonosa reside en que el oxigeno a suministrar debe satisfacer la demanda asociada a la
síntesis de material celular (crecimiento o asimilación) y a la respiración endógena de los
microorganismos.
Ambas demandas son función del tiempo de retención celular (SRT) del sistema pero con 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 SRT detemlinado, la demanda por
respiración endógena se incrementa de fomla continua de hacerlo SRT 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 crece a medida que crece el SRT (o decrece
F/M) .
3
o ~ o ~
:~ <> '" '" =
'" ~ ~ -..... ~
'" ~ ~
SRf ---
FIGUPV\ 1. E volucion de la demanda de oXIg2no en func ion d,1 S~i
1.6 ,---¡--¡,-',.-, ---;,-¡,-',--.,.-, """ ;-;,,--;, -', -" --.,--, 1.6
lA
1.2
1.0
0.8
0.6
OA
02
30°C 20'e lo'e
, I , I ,
A:;L!Q resic',:ci urbcna
000/060 s = 1.5-2.0 SSi/D30 s = 0.8-1.2
r r I "' I r ' I DA 0.6 1.0 I.S2 3 ¡ 5 6lB 10 1520 j¡J ¡~
SRf,dias
FIGURA 2. Consumo G: oXigeno en funcion Gel SRi y lo l::mp€roturo
2.1.1 MÉTODOS DE CÁLCULO DE LA DEMANDA DE OXÍGENO DE LA MATERIA
CARBONOSA
Son varios los métodos de cálculo que suelen utilizarse para el cálculo de la demanda de
oxígeno asociada a la eliminación de la materia carbonosa.
Conceptualmente, los métodos disponibles pueden 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, o DQO), derivados de la experiencia obtenida a 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 por cualquiera de los métodos señalados es función, por
una parte del SRT del proceso, tal como se ha señalado anterionllente y de la temperatura
ya que el aumento de este parámetro supone un incremento de los coeficientes cinéticos
asociados a las reacciones que tienen lugar en el proceso.
Es imp0l1ante señalar que, en tém1Ínos generales, la demanda total de oxígeno calculada con
cualquiera de los métodos es muy similar y que, correspondientemente, acudir a métodos muy
sofisticados 110 proporciona un grado de precisión significativamente mayor. Por contra, cuanto
mayor es el grado de complejidad del modelo utilizado mayor es la precisión en la detemlinación
de las variaciones temporales y 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 a algunos de los métodos de cálculo señalados.
MÉTODO EMPÍRICO DEL MANUAL OF PRACTICE 8 (WPCF) (1)
La relación entre la demanda de 0, por unidad de DBOs eliminada, el SRT y la temperatura del
licor mezcla para un agua residual urbana típica viene indicada en la Figura 2.
4
MÉTODO BASADO EN LOS MODELOS DE ECKENFELDER y LAWRENCE y
McCARTY
Estos dos modelos son, esencialmente iguales, ya que la única diferencia entre ellos estriba en los
parámetros utilizados que, en cualquier caso están unívocamente relacionados entre sí, con lo
cual puede hablarse de un sólo modelo.
A efectos simplificatorios, en lo que sigue de resume el método de Eckenfelder (2) que parte de
la siguiente expresión:
Necesidad de 0 , (kgO,ldía) = 0, para síntesis + 0, para respiración endógena.
donde:
Q (So - S) kgO,ldia = a' x 3 + b' x V x X
10 (2)
a' = coeficiente estequiométrico que define la necesidad de oxígeno para síntesis
expresada a efectos de utilización para el cálculo, como kgO,lkg DEO, eliminada
(básicamente función de la SRT).
Q = caudal diario a proceso (m'/dia)
So = DEO, (mgll) del afluente al proceso
S = DEO, (mg/I) soluble en el efluente del proceso
b' = coeficiente cinético que define el desarrollo de la respiración endógena, expresado
en kgO,lkg SSLM/día (d") (función de SRT y de la T)
V = volumen del tanque de aireación (m').
X = concentración del licor mezcla (kglm')
En la tabla adjunta se indican los valores de a'y b 'para el rango de valores habitual es de la carga
música del proceso.
5
-.
Carga másica a' b'
(\,g DBO,/d/kgSSLM) (\>gO,fkgDBO,J (d-! )
1,0 0,50 0,136
0,7 0,50 0,13 1
0,5 0,50 0,123
0,4 0,53 0,117
0,3 0,55 0,108
0,2 0,59 0,092
O, l 0,65 0,066
0,05 0,66 0,040
Los valores del coeficiente cinético b' indicados en la tabla son los correspondientes para
T=20°C. Para otras temperaturas, pueden calcularse utilizando una expresión de este tipo.
b ' =b' 'a cr -20) T 20 X (3)
El valor de a en el rango de temperaturas de 5 a 35°C es del orden de 1,029.
MÉTODO DEL WATER RESEARCH CENTER (WRC) (3)
Utiliza la siguiente expresión simplificada a partir de una formulación similar a la de Eckenfelder
adoptando valores constantes de a '= 0,75, b'= 0,06 d'! Y un valor f= 0,75 que multiplica a X para
tener en cuenta la fracción activa del fango .
0,05 R (kgO,/kg DBO,) = 0,75 +--'-
CMxp (4)
donde CM es la carga másica del proceso, expresada en kg DBO/dfkg SSLM y (p) el
rendimiento de eliminación de la DBO, total , expresado en tanto por uno.
Esta expresión se considera válida dentro del intervalo O, l :5 CM :5 0,5.
MÉTODO DE LA ATV (ATV-Standard A-l3 I ) (4)
Utiliza la expresión general:
G
1
donde:
kgO,/kg DBO, = a + b'H x e (T-15) x YH x SRT
! + bH x e (T-15) x SRT
a = demanda de oxígeno para síntesis (kgO,/kg DBO,)
(5)
b' H = coeficiente de la demanda de oxígeno para respiración endógena (d'¡ ) de la
fracción activa del fango
b¡.¡ = tasa de desaparición de microorganismos por endogénesis (d -¡)
y H = coeficiente de crecimiento (kg MS/kg DBO,)
que al particulmizarla para los siguientes valores:
(a = 0,5; b'H = 0,24; b¡¡ = 0,08; Y¡¡ = 0,6; e = 1,0n) se obtiene la expresión que figura en la
citada publicación:
0144 x SRT x J.on(T-15) OV = ' + 0,5 (kg 02/kg DBOe ) (6)
c I + SRT x 0,08 x J.on(T-15)
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 y 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 y proceso, es posible acudir a
valorcs dc litcratura, aunque, cn cstc caso, la prccisión delmodclo no cs substancialmcntc mayor
que la de los métodos precedentes.
7
2.2 DEMANDA DE OXIGENO DE LA MATERIA NITROGENADA
La eliminación de materia nitrogenada en el reactor biológico tiene lugar mediante tres procesos
básicos:
1. Nitrificación: conversión biológica del NH; presente en el afluente a formas oxidadas (NO; y
NO,·).
La demanda de oxígeno para la realización de las reacciones de oxidación-reducción que tienen
lugar en este proceso se estima estequiométricamente en 4,57 kgO, por kilogramo de nitrógeno
nitrato fomJado.
2. Asimilación: incorporación de NH; a 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 y 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·r; a NO,· y NO,) Por contra, la asimilación sí
que supone una verdadera eliminación de nitrógeno por 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 nitrificación a gas nitrógeno y óxidos de nitrógeno.
El proceso de desnitrificación contribuye a reducir la demanda total de oxígeno del sistema por
razón de que la reducción de NO,· a 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 2,86 kg de O, por kilogramo de
nitrógeno-nitrato reducido.
De acuerdo con lo expuesto, la demanda de oxígeno asociada a procesos nihificantes y a
nitrificantes-desnitrificantes es la siguiente:
8
Procesos nitrificantes
donde:
_4 ',--5_7 _x--'Q::....x_· N:;---_N_O-,,3-,-f kg ° Idía = , 103
N-NO] f = nitratos f0l111ados, expresados en mg/l de N-NO]
Q = caudal diario a proceso (m]/día).
Procesos nítrífican tes-desnitrificantes
4,57 x Qx N -N03f kg O/día = 3 - 2,86 x Q x N-NO],
- 10
donde:
(7)
N-NO], = nitratos reducidos en el sistema por conversión a nitrógeno-gas, expresados en mg/L
(8)
2.2.1 MÉTODOS DE CALCULO DE LA DEMANDA DE OXÍGENO DE LA MATERIA
NITROGENADA
De f0I111a similar a lo señalado respecto al cálculo de la demanda de la materia carbonosa, también
es posible la utilización de diversos conceptos para el cálculo de la demanda de la materia
nitrogenada.
Partiendo de la premisa de que, por vía simplificada, las demandas de oxígeno expresadas en (7) y
(8) tienen una base exclusivamente estequiométnca, los diversos métodos de cálculo difieren,
exclusivamente, en la adopción de supuestos más o menos precisos o simplificados para la
detemlinación de la masa de nitratos f0l1l1ados (N-NO] ,) en el proceso de nitrificación, lo cual
implica el establecimiento de la masa de NKT del efluente que es oxidable y de la fracción de NKT
que es inCOll'orado al fango y que no es cedido nuevamente al sistema vía lísis celular o por retomo
de líquidos residuales procedentes de procesos de tratamiento de aquél.
En lo que sigue se describen, someramente, los métodos utilizados, en orden de menor a mayor
complejidad de los supuestos de pallida.
9
MÉTODO!
Se basa en suponer que la totalidad del NKT presente en el afluente al proceso es nitrificable.
Esta es una hipótesis 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 NKT del agua a tratar.
MÉTODO 2
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 1.
El concepto aplicado en este método reside en el supuesto simplificatorio de que la fracción de N
NI'¡, incorporada de fango es igual a la de N-orgánico biodegradable presente en el afluente.
MÉTODO 3
Se basa en realizar un balance de masas de todos los compuestos de nitrógeno que en sus diferentes
fracciones están presentes en el afluente, de las fracciones incorporadas al material celular que son
eliminadas del sistema y del contenido en el efluente.
La aplicación precisa de este método requiere una caracterización profunda del afluente y de las
constantes estequiométricas y cinéticas del proceso.
El modelo activated sludge N° 1 mencionado previamente constituye una base teórica avanzada para
la utilización de este método.
2.3 COMENTARIO SOBRE LAS BASES DE PARTIDA
Hasta aquí, se han presentado los conceptos básicos y los métodos disponibles para el cálculo de la
dcmanda total de oxígeno del sistema.
Un aspecto que queda por comentar es el relativo a las bases de partida o cargas contaminantes
(materia carbonosa y nitrogenada) 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 de las
cargas contaminantes calculadas anterionnente, al proceso afluyen otTas que se encuentran presentes
en los líquidos residuales que se producen en procesos 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 la estimación de las cargas de los líquidos residuales vease la reCerencia (6).
Como resumen 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 y N-NH4 para
tener en cuenta el efecto señalado.
2.4 EJEMPLOS DE CÁLCULO
En el apéndice I se incluyen unos ejemplos de aplicación de los métodos de cálculo expuestos
previamente 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 el valor
medio diario o el valor medio horario de la demanda. Sin embargo, las 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 parámetros
definitOlios del proceso, según sea la configuración hidráulica del reactor, que dan lugar a
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 a 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 por 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 NKT
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, por 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 y 3) el reactor ejerce un cierto efecto de
regulación de las cargas contaminantes.
Un método aproximado y, por 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 y que la
demanda punta de síntesis es proporcional a la punta de contaminación horaria estimada
( Qpunta x 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 y la de DBO, es de 1,4, la punta de
contaminación respecto a la media seria 1,6 x 1,4 = 2,24 Y la demanda punta de oxígeno seria:
Con lo que:
kg O,lkg DBO, punta = 2,24 x 0,56 + 0,34 = 1,59
Demanda punta
Demanda media
1,59 -=176 09 ' ,
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 a 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 a 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 y 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 a la de un flujo en pistón mayor
será la variación espacial.
En la actualidad, existe una tendencia bastante marcada a la adopción de configuraciones próximas
al flujo en pistón, especialmente en plantas de tamaño medio y 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 y
nitrogenada, con objeto de establecer los valores correspondientes a cada zona del reactor y
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 anteriormente, el método más preciso para la estimación de la variación
espacial de la demanda 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 y 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) a lo largo de los reactores.
Esta inf0l1l1ación ha peIlllitido establecer las pautas generales de la variación espacial de la
demanda de oxígeno en los lél1llinos siguientes:
14
Demanda carbonosa
La demanda de oxígeno asociada a 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 largo del reactor.
Demanda nitrogel1ada
La demanda nitrogenada se presenta de fomla prácticamente constante a lo largo del reactor hasta
que se produce un efecto reductor al disminuir la concentración de N-NH4+ disponible que ejerce
un efecto limitante del proceso.
En la Figura 3 se muestra esquemáticamente la evolución teórica de la demanda de oxígeno de un
reactor de nujo en pistón.
o~
~
~ -0"",g'::::::" ~ E 0-u
~§ Demando nitrogenol;J;do;----_______ -=::j ~esis
Respiracion endog;;no
Longitud de recclor -
FIGURA 3. Evolucion cualitativa de la demando de oxigeno o lo largo de un reactor con configurocion de flujo en pistan
Evidentemente, la variación espac ial de las demandas es función de las características específicas de
cada planta y, en consecuencia, no es posible proporcionar información precisa sobre aquélla.
No obstante, en lo que sigue, se incluyen, unos comentarios sobre la configuración del nujo en
pistón y datos lípieos 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):
D N=- (9)
uL
donde:
D = coeficiente de dispersión axial (m'lh)
u = velocidad longitudinal media del flujo (m/h)
L = longitud del reactor (m)
D es un coeficiente que sólo puede medirse in situ mediante trazadores, aunque se ha desarrollado
una aproximación emphica representada por la siguiente expresión que puede ser utilizada para
cálculos estimativos (8):
D = 3,118 X W' x AO,,, (lO)
donde:
W = anchura útil del reactor (m)
A = caudal de aire suministrado al reactor por unidad de volumen (m'/min/l O' m')
Los valores caracteristicos de D son los siguientes:
o = O flujo pistón ideal
D = 00 flujo de mezcla completa ideal
N < 0,2 flujo en pistón
N > 4,0 flujo de mezcla completa
Conociendo la demanda de oxigeno y el caudal de aire a suministrar, es posible estimar el valor de
N y comprobar las caractetisticas de la configuración prevista para el reactor.
Otra aproximación al problema se puede realizar utilizando la siguiente fóm1Ula empitica
desaITollada por el Water Rcscarch Center de Gran Bretaña que proporciona el número de tanques
en serie equivalentes a un reactor único no compartimentado (3):
16
N __ 7 ,4LQ(I+R)
WH (11)
donde:
N = número de tanques en serie equivalentes
L = longitud del reactor (m)
Q = caudal afluente (m'/s)
R = relación de recirculación del fango (tanto por uno)
W = anchura del reactor (m)
H = profundidad del reactor (m)
La utilización de esta fÓl111Ula pelmite obtener una aproximación a la configuración hidráulica del
reactor. En general, el número mínimo de tanques en serie a considerar para poder suponer una
cierta aproximación a un flujo pistón es de 3.
Por ejemplo, si mediante la fÓlmula anterior se obtienen que N es del orden de 3, una aproximación
a la di stribución espacial de la demanda selÍa la siguiente:
Demanda carbonosa
Síntesis: suponer que 2/3 de la demanda de síntesis se produce en el primer tercio del reactor y el
1/3 restante en el segundo.
Respiración endógella: se supone que es constante a lo largo del reactor, con valor de 1/3 por cada
tercio del tanque.
Demanda nitrogenada: suponer que es constante a lo largo de los dos primeros tercios del reactor
(40% por tercio) y que el 20% restante se presenta en el último tercio.
Para un agua residual urbana típica y un reactor dimensionado para un SRT del orden de 4-5 días,
los supuestos adoptados conducilÍan a la siguiente variación espacial de la demanda total (carbonosa
+ nitrogenada):
Primer tercio: 45-55 %
Segundo tercio: 25-35 %
17
Tercer tercio: 15-25 %
2.6 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 a 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
A carga contan~inante media: 1,0 - 2,0 mg/l
A 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 el dimensionamiento del sistema de
aireación que satisfaga tales demandas.
El objetivo fundamental de todo sistema de aireación es transferir oxígeno al licor mezcla de forma
que el oxígeno disuelto por esa acción pueda ser utilizado por los microorganismos en las reacciones
involucradas en el proceso.
Básicamente, la casi totalidad de los sistemas de aireación utilizados en la práctica se fundamentan
en transferir oxígeno al licor mezcla a pariir del existente en el 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 al
resto de sistemas es posible establecer una primera clasificación atendiendo a la manera en que se
realiza la transferencia de oxígeno según se indica en el Cuadro 1.
CUADRO 1. CLASIFICACIÓN GENERAL DE LOS SISTEMAS DE AIREACIÓN
SISTEMA DE TRANSFERENCIA DE O, AL LICOR MEZCLA
AIREACIÓN A PRESIÓN ATMOSFÉJUCA A PRESIÓN> A TMOSFÉJUCA
Transferencia de oxígeno del aire
ambiente al medio acuoso por
fomJación y exposición de gotas SUPERFICIAL de líquido al aire atmosférico y
atrapamiento turbulento de aIre
con fomlación de burbujas.
Siempre se produce una pequeña Transferencia de oxígeno desde
transferencia de O, en la burbujas generadas por inyección
SUBSUPERFlCIAL O superficie del medio acuoso en de aire al medio acuoso.
SUMERGIDO contacto con el aire ambiente.
Su entidad es tan pequeiia que no
se contabiliza.
19
En definitiva, el fenómeno fundamental que se produce en todo sistema de aireación es el de
transferencia gaseosa desde el aire a 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 la 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').
C = 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 de volumen V(m') será la siguiente:
OTR (kgO,lh) = KL a . 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 sistema de aireación constituye el aspecto fundamental y caracteristico de
aquél y es la base para el cálculo del equipamiento necesario para garantizar el funcionamiento del
proceso.
20
1
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 KL a y Cro' para cada agua residual por lo que en la práctica, la cuantificación de
la OTR 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 salvedades y
correcciones que se describen más adelante.
3.3 TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN CONDICIONES NORMALIZADAS
(ESTÁNDAR)
La OTR de un sistema de aireación se mide en ensayos llevados a cabo en unas condiciones
normalizadas y de acuerdo con un protocolo perfectamente definido (9).
Las condiciones de realización del ensayo estándar para el cálculo de la OTR son las indicadas en el
Cuadro 2.
CUADRO 2. DEFINICIÓN DE LAS CONDICIONES NORMALIZADAS
P ARÁl\1ETRO CONDICIONES NORMALIZADAS
MEDIO ACUOSO Agua de la red de abastecimiento
TEMPERATURA DEL MEDIO ACUOSO 20 oC (USA); 10°C (Europa)
PRESIÓN A TMOSFÉRlCA 1,0 atmósfera
OXÍGENO DISUELTO 0,00 mgll
TEMPERATURA DEL AIRE 20°C
HUMEDAD RELATIVA DEL AIRE 36% (Sistemas subsuperficiales)
El ensayo realizado proporciona los siguientes valores:
• Cro',o (Cro' a 20 oC) (sistemas sumergidos)
21
El valor de la OTR 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' K La20 y 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:
AIREACIÓN SUMERGIDA
SOTR(cw) (kg02 I h) SAE( )-
CIV - Pab (kW)
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 por el sistema y la existente en el
aire alimentado al mismo en condiciones normales (20 oC, 760 mm de presión y
36% de humedad relativa).
El valor de la SOTE(,w) se calcula mediante la siguiente expresión: (15)
Masa de oxígeno transferido SOTR(cw) (kg02 / h) SOTE( ) = x 100 = x 100
CIV Masa de oxígeno alimentado Q (Nm3 / h) x 0,277 (kg0 2 / Nm3 )
donde:
Q: caudal de aire en condiciones nOllnales alimentado al sistema de aireación (Nm'/h).
0,277: contenido de oxígeno en el aire en condiciones n0l111ales (kg O/NmJ).
3.3.2 INFORMACIÓN SUMINISTRADA POR LOS FABRICANTES DE LOS EQUIPOS
DE AIREA CIÓN RESPECTO A LA EFICIENCIA DE TRANSFERENCIA
AlREADORES SUPERFICIALES
La información referente a aireadores superficiales se suele presentar por 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) y
la potencia absorbida en el eje P (kW) en función de la sumergencia del dispositivo de aireación.
AIREACIÓN SUMERGIDA
DIFUSORES POROSOS
La infom13ción referente a difusores porosos suele incluir los datos correspondientes a la eficiencia
de transferencia SOTEcw (nomlalmente expresados en % para una sumergencia dada o en % por
metro de sumergencia) en [unción del caudal nomlal de aire aplicado por 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 su condición inicial nueva a diferentes caudales de aire normal aplicado por difusor.
p
~
-= "" ~ = ------~ ~
'" o ~ = c. C. .,
u ~ := .....,
'" -< V> c.n ~-
~
SOIR cw
-10 O +10 Hc.cl.l
FIGURA 4. Eficiencia de aireacian (SAE cw ),capacidad de transferencia (SOTR cw ) y potencio absorbida (P) de uno turbina superficial lento, segun lo sumergencia
60
SS
50
45
40
:;; SOi[ (W (~j
lO
25
20
IS
10
525
~
~ lJ5
~ .§.
e le' 2
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~ ~
12S
o
-
I
;¡ I
I o 0.5
¡--kJ _1 I - 9M
1---J
I I I I I , I I
I I I I I I I I I
I I I 1 ,
I I I 15 2 2.S l J.S
Caudal de aire/difusor (NM3/hr)
1 I e,1
I I
-I l 'j
. ~
~ Jl
4.S S
Eficiencia de (Jir€ccion StE,,(Kg02 N,;·,)
l~ 5~ ~~
s
l
l
s
---- Densidad 25% Eficiencia de transferencia en funcion del caudal ---- Densidad 2,5% ce aire normal por difusor,sumergencio y densidad de difusores
- - -'- - - -j - - - j - -I
I I Difusertcr;ficio I - - - -L - - - - - -
I SOlomerle difusor
I -k
, - - -,- +
I Solamente orifi cio Ide control I - - ~ - - r -! - -
I I
o 2 l
Caudal de aire normal /difusor (Nml/h)
Perdidas de cargo del difusor en funcien del caudel de aire
FIGURA 5.
Curvas tipicas de eficiencia y perdida de carga en difusores porosos finos
En la Figura 5 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 y
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) y las del licor mezcla (temperatura, oxígeno disuelto y
constituyentes específicos) y las del reactor (tipo y carga de proceso, geometria, configuración
hidráulica, disposición 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 3 se resumen los factores principales 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
a
p
e
REFLEJA LA INFLUENCIA DE
-...... , . .
Características del agua de proceso
Características del agua de proceso
Temperataura del agua de proceso
SOBRE
K,a
C",'
(C,)
KL 3
EXPRESIÓN ' . ~.¡-~ ~j~-, .~ ;: i: ..
KLa (pw) =
KLa (cw)
• 13 = e",. (pw) es (pw) Coo (cw) es (cw)
(T-ZO) = KLaT (pw) KLaZO (pw)
OBSERVACIONES .... .'
El factor ex está inOuenciado por numerosas variables. Las más importantes son las siguientes:
• Naturaleza de los contaminantes del agua residual, especialmente los tcnsoactivos.
• Tipo de sistema de aireación.
• Potencia especifica aplicada (\V/m').
• Geometría del tanque.
• Tamaño de la burbuja (en aireación subsupcrficial).
• Carga de trabajo del reactor.
• Caudal de aire (en aireación subsuperficial).
El factor a puede variar según las condiciones especificas entre 0,2 y 1,0 o incluso> 1,0 (aireadores superficiales).
El factor P es función de la salinidad del agua de proceso.
Se puede calcular a partir de tablas que proporcionan los valores de Cs en función del contenido en cloruros o de la salinidad del agua de proceso.
En aguas residualcs municipales sucle varíar entre 0,95 y 1,0.
El factor e esta influenciado por el tipo de aireador, geometría del tanque y nivel de turbulencia.
Su valor suele variar entre 1,008 y 1,047.
El valor típico utilizado en los cálculos es 1,024.
t Temperatura del agua de Cro· * C sT (cw) El factor t refleja la disminución de Cro· o C, al aumentar la C oo T (pw) proceso
(C,) = * - temperatura. Cco 20 (pw) - C s20 (cw)
Su valor se calcula a partir de las tablas nonnalizadas de concentración de OD a presión atmosférica a diversas temperaturas.
Q Presión atmosférica Cro· TABLAS El factor Q refleja la disminución de Cro· o C, con la presión ambiental
(C,) atmosférica (nonnalmente la altitud del lugar).
Su valor se obtiene de tablas nonnalizadas.
F Colmatación y/o deterioro KLa ex real = ex x F La colmatación de un difusor puede originarse por:
(difusores porosos) del difusor
• Efectos externos, debidos a las caracteristicas del agua de proceso. Puede producirse por precipitación de compuestos inorgánicos o fornlación de pelíeulas biológicas en la cara externa del difusor.
• Efectos internos, debido a la presencia de partículas en el aire de alimentación (polvo, aceite, otros sólidos).
El deterioro puede ser debido a:
• Ataque de compuestos del agua de proceso (difusores de membrana).
• Ataque de componentes del aire de suministro, básicamente el ozono (difusores de membrana).
I
• Acciones mecánicas (sobrctcnsiones) en difusores de membrana.
El valor de F suele disminuir con el tiempo de servicio y es susceptible de recuperación por limpieza de los difusores.
Por definición, en un difusor nuevo F = 1.
Los valores característicos de F son del orden de 0,8 - 0,85. -
* Adaptado parcialmente de la Referencia I
La aplicación de los coeficientes de corrección indicados a la ecuación de la transferencia en
condiciones estándar proporciona el valor de la OTRpw (pw por agua de proceso en terminología
anglosajona) o transferencia de oxígeno de un sistema de aireación en condiciones de campo y, a
partir de aquél el de la OTEpw correspondiente.
AIREADORES SUPERFICIALES
OTRpw (kgO,lh) =KLa" x 8IT·20) x a x (tf3Q·Csoo-C)xV (16)
donde:
Cs,,: es la concentración de saturación de oxígeno disuelto en agua de abastecimiento a
20°C y que puede ser obtenida directamente de las tablas normalizadas
correspondientes.
AIREADORES SUBSUPERFICIALES
OTRpw (kgO,lh) = KL a" x aIT''') x a x F x (t f3 Q . C· ~20 - C) X V (17)
donde:
C·~20 : es la concentración media de saturación de oxígeno disuelto a tiempo de aireación
infinito, obtenida a partir de las mediciones efectuadas en el ensayo estándar.
Como puede observarse, las diferencias entre ambas expresiones residen en el factor F
(colmatación/deterioro) adicional y específico para el caso de aireación con difusores porosos y en
los valores de las concentraciones de saturación del oxígeno disuelto, CS20 para aireación superficial
y C·~20 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
realiza a presión ambiente que es muy próxima a la atmosférica, mientras que en la subsuperficial,
la transferencia se lleva a cabo desde burbujas cuyo gas que se encuentra a una presión absoluta
supetior (la ambiental -1- pérdidas de carga en el sistema de aporte -1- la de la columna de líquido
existente sobre ella).
25
I
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) CLORUROS (mg/l)
Temp. oC O 5.000 10.000 Tcmp. oC O 5.000 10.000
0.0 14,62 13,73 12,89 21,0 8,91 8,46 8,02 1.0 14,22 13,36 12,55 22,0 8,74 8,30 7,87 2.0 13,83 13,00 12,22 23,0 8,58 8,14 7,73 3.0 13,46 12,66 11,91 24,0 8,42 7,99 7,59 4.0 13 ,1 1 12,34 11 ,61 25,0 8,26 7,85 7,46 5.0 12,77 12,02 11,32 26,0 8,11 7,71 7,33 6.0 12,45 11 ,73 11 ,05 27,0 7,97 7,58 7,20 7.0 12,14 11 ,44 10,78 28,0 7,83 7,44 7,08 8.0 11,84 11,17 10,53 29,0 7,69 7,32 6,96 9.0 11,56 10,91 10,29 30,0 7,56 7,19 6,85 10.0 11,29 10,66 10,06 31,0 7,43 7,07 6,73 11.0 11,03 10,42 9,84 32,0 7,3 1 6,96 6,62 12.0 10,78 10, 18 9,62 33,0 7,18 6,84 6,52 13.0 10,54 9,96 9,41 34,0 7,07 6,73 6,42 14.0 10,3 1 9,75 9,22 35,0 6,95 6,62 6,31 15.0 10,08 9,54 9,03 36,0 6,84 6,52 6,22 16.0 9,87 9,34 8,84 37,0 6,73 6,42 6,12 17.0 9,67 9,15 8,67 38,0 6,62 6,32 6,03 18.0 9,47 8,97 8,50 39,0 6,52 6,22 5,93 19.0 9,28 8,79 8,33 40,0 6,41 6,12 5,84 20.0 9,09 8,62 8, 17
FACTOR DE CORRECCIÓN DE LA CONCENTRACIÓN DE SÁTURACIÓN DE
OXÍGENO DISUELTO EN AGUA SEGÚN LA ACTITUD
Altitud (m) I C I Altitud (m) I C I Altitud (m) I C I Altitud (m) I C
20 0,998 420 0,952 820 0,909 1440 0,845
40 0,995 440 0,950 840 0,907 1480 0,841
60 0,993 460 0,948 860 0,904 1520 0,837
80 0,991 480 0,946 880 0,902 1560 0,834
100 0,988 500 0,943 900 0,900 1600 0,830
120 0,986 520 0,941 920 0,898 1700 0,820
140 0,984 540 0,939 940 0,896 1800 0,810
160 0,98 1 560 0,937 960 0,894 1900 0,801
180 0,979 580 0,935 980 0,892 2000 0,792
200 0,977 600 0,932 1000 0,890
220 0,975 620 0,930 1040 0,886
240 0,972 640 0,928 1080 0,882
260 0,970 660 0,926 1120 0,877
280 0,968 680 0,924 11 60 0,873
300 0,966 700 0,922 1200 0,869
320 0,963 720 0,919 1240 0,865
340 0,961 740 0,917 1280 0,861
360 0,959 760 0,915 1320 0,857
380 0,957 780 0,913 1360 0,853
400 0,954 800 0,91 1 1400 0,849
26
I
Como se ha señalado, CS20 puede obtenerse directamente de tablas nonmalizadas como las adjuntas
al texto. Por contra, C' _20 es un valor característico del ensayo realizado en agua limpia y que
puede ser obtenido de l fabricante del equipo de aireación .
En la F igura 6 (10) se incluye el rango de valores típicos de C*_20 obtenidos en ensayos
normalizados con difusores de membrana perforada de tipo disco y tubular para diversas
sumergenclas .
Como puede comprobarse, mientras que C"_20 tiene un valor unívoco de 9,092 mg/l, C*_20 varía
aproximadamente desde 9,6 a 12,5 mgll en el intervalo de profundidades y los difusores indicados .
12.5
11.5
C*0020 (mgjl)
10.5
9.5
1 1 1 1 V lo mayor porte de 105 puntos / corresponden o: defectivo = 0.4 x sumergencio /. ~
V / 2 VI /1
/. /
/ /, '+ YI / /
l ' V /
o 23456759
Sumergenc io de los difusores (m)
FIGUP.A 6. Valores de C*0020 en funcion de lo sumergencio poro difusores porosos finos de disco y de tubo
3.5 FACTORES QUE INFLUYEN SOBRE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO EN
CONDICIONES DE CAMPO
Los factores que influyen sobre la transferencia de oxígeno en condiciones de campo son muy
numerosos y de alguno dc ellos todavía no sc posee información suficientemente sólida.
27
En el Cuadro 4 se presenta, de [onna resumida, el conjunto de factores fundamentales que afectan a
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 N° 4 FACTORES QUE INFLUYEN SOBRE LA TRANSFERENCIA DE
OXÍGENO (1)
FACTOR
FUNCIÓN DE LA CONFIGURACiÓN DEL SISTEMA
Régimen de flujo
Geometría del tanque
FUNCiÓN DE LA OPERACIÓN DEL PROCESO
Tiempo de retención cclular/nitrificación
Carga rnásica
Concentración de oxigeno disuelto
FUNCiÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DEL AGUA RESIDUAL
Características del agua residual
Temperatura del licor mezcla
EJE~¡PLO DE LA INFLUENCIA SOBRE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO
Los tanques con configuración hidráulica del tipo de flujo en pistón tienen, en general, mayor eficiencia de transferencia de oxígeno que los de alimentación escalonada.
Los tanques de poca longitud y mucha anchura presentan menos variaciones de uF a lo largo de los mismos que aquéllos en que b relación longitud/anchura es alta.
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 oxigeno.
Al aumentar la concentración de 00 en el licor mezcla, aF (SOTE) disminuye.
El aumento de agentes que interfieren con la transferencia, tales como los tensoactivos (a menudo asociados a incrementos de la 080) da lugar a la disminución de la transferencia de oxígeno.
Al aumentar la temperatura del licor mezcla se incrementa la transferencia de oxigeno.
3.6 METODOLOGÍA 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 I se incluyen ejemplos de cálculo.
28
DIAGRAMA 1 : METODOLOGIA DE CALCULO DE SISTEMAS DE AIREACION
I ~MOC I I~~I f/ClOOB OXlGEJlO CffilA1IIIlS
T -' I I I I .1. I I I
DDJ;,';D.I, FlJh~4 O¡S7ii¡8\.OO11 I f J $ e
I 1':: I lDJ?[?,.Ii\)¡:,A CQ!iCfliT?JDCti m?(?J.rlJR~
HoP.A~ ESP"'" O< LICOR !.I~ZClJ. 00 m::¡:I1TE T;¿U.s Csr (CI)
O('ID¡/h) S~dQr 1. 0< , CIlO (e'l 1 'c C ( .. ;N lJ:imc Tu
~clGI" 2. 0<2
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Cbll\cUOQtj S~dor n. D<n
I ESP¡':I!L L O(IJ).,',w, I
D15ii\!EIJ:IClI ~~~ <.n. S~ctor l. O, ESPI.CIIJ. O< f o Sedar 1. O, r,=.Bcn Seder n. O.
Se-::t~r 1.(0<, f¡ 1«1" 2.(0<, f) Sedar n.(CXn r}
J
I I ,t¡?VCJQ:i SUFERflCIJL I ~o= coo Iif1JSOR[l I
I I &:.iOS f.t8!llC.&!nt O.!,iQS reu,'i[
,S"CW ('gO 1<") ~ It, . ~i[ ell' (:1 = ~~;un densidad segun polencia
~~or 1. SOiE e'll' I S!'Ctor 1. 110 I Se:bt 2. SOr¡: (Vi l Sedor 2. lb , $ectcr n. SOTlCv.' " St':lar n. No. • • COO 2!!
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(J¿n.r .. c G[ LA lPJ.'iSIUEIiClA UJ.Cl.!LO lli: LA i?,!-"S:'1F!IICIo'I
S~ (';O, 1"') ~ 11 n-M) [ • J p. SJiE p'
l = SOítcv.'11 0(, fdl- 1 r., .Coo-C
1I,~It.,>o<",¡-lO). ['r~:-C] c'oc"
n-lO) [ • J SOTl p' 2 = SOTEcdCXz F' t- I K,.Coo-C
n-lO) r ] c'oc" tlz=HIIz'D(lt~ I K,_CS1i) -C
C~,
n-~) [ • J n-~) r ] SOTE p• = SOr.:('h'llO(/I~ 1 K¡ .COO-C t;"=N:J~ ' C(~'-tt J K¡,C S2'l-C .. ,
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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 a flujo pistón; ex suele variar a lo largo de aquél entre
0,30 y 0,70 para aireación con difusores y entre 0,6 y 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 F 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 utilizar en los cálculos un valor promedio de 0,85.
La aplicación de este valor de F supone que, en el caso de difusores y flujo pistón el coeficiente
conjunto ex x F varía aproximadamente entre 0,25 y 0,6 a lo largo del reactor y 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
por 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
Cs" para aireación superficial y C'~20 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 por
tanto el gradiente de concentración de éste que es uno de los 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 . aCT·!) x CST' Ó KLa . aCT·!) x C'~T ello quiere
decir que la OTRcw permanece prácticamente invariable con la temperatura.
En agua de proceso, el gradiente a considerar es (KT x CS20 - c) Ó (KT X C'~20 - c), según el tipo de
aireador. En este caso, la variación de este gradiente es diferente según se trate de aireadores
superficiales o subsuperficiales debido a la diferencia de 1,5 a 2,0 mg!l que suele presentarse entre
los valores de CS20 y C·~20 . Para una concentración C dada, un aumento detemlinado de T conduce
a una disminución superior del gradiente en el caso de aireadores superficiales que en el de
subsuperficiales 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 por los
respectivos de KT y C. Adicionalmente, el valor real de a (que puede ser distinto del típicamente
adoptado de 1.024) juega, asimismo un papel importante.
De hecho, tal y como se señala en el Cuadro 4, por lo general, la transferencia tiene tendencia a
permanecer constante o a aumentar ligeramente con la temperatura en el intervalo usual de 15 oC a
25 oC.
3.7VALORES CARACTERÍSTICOS DE LOS COEFICIENTES u y uF DE LA
TRANSFERENCIA EN CONDICIONES DE CAMPO
De todos los factores que afectan a la transferencia de oxígeno en condiciones de campo, los
coeficientes u (para todo tipo de sistema de aireación) y uF (para aireación con difusores) son
los que, con diferencia, ejercen mayor inDuencia sobre aquélla.
El coeficiente u es, asimismo, el más complejo de todos y característico de cada situación
detemúnada. Su valor depende, fundamentalmente del tipo de sistema de aireación y de las
características del agua de proceso, las cuales vienen definidas por las propias del agua
residual a tratar y, en menor medida por el tipo y carga de trabajo del proceso , y como tal, es
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
una configuración distinta a la mezcla completa.
Es importante seüalar que la infomlación relativa a los valores de u está limitada a valores
específicos de plantas concretas y que los fabricantes de los equipos no pueden sino
suministrar intervalos de valores orientativos basados en aquélla infomlación, en ningún caso
valores precisos a menos que se lleven a cabo ensayos sobre el agua de proceso (no el agua
residual exclusivamente) tal y como se describe en el capítulo 5, lo cual implica disponer de
una planta piloto o el propio licor mezcla de una EDAR en el caso de que el problema resida
en la rehabilitación o ampliación de la misma.
El coeficiente F, aplicable exclusivamente a sistemas de aireación con difusores, suele oscilar
en un intervalo más reducido y puede cuantificarse mediante el empleo de las técnicas
descritas, asimismo, en el capítulo 5.
En ausencia de información generada específicamente in situ, se recomienda la utilización de los
siguientes rangos de valores de u y uF.
CONFIGURACIÓN FACTOR SISTEMA DE AlREACIÓN
REACTOR SUPERFICIAL SUB SUPERFICIAL CON
DIFUSORES POROSOS FINOS
MEZCLA COMPLETA u 0,7
uF 0,5
FLUJO PISTON u 0,6 - 1,0
uF 0,25 - 0,70
31
4. SISTEMAS DE AIREACIÓN
INTRODUCCIÓN
En el capítulo 3 se ha establecido una clasificación de los sistemas de aireación en superficiales y
subsuperficiales según que la transferencia de oxígeno desde la fase gasesosa (aire) a la acuosa
(licor mezcla) se realice a la presión atmosférica o superior.
En la terminología anglosajona, se suele clasificar a los sistemas de aireación en dos grandes
grupos, aireadores mecánicos y aireado res por difusión, definiéndose estos últimos sistemas
como todos aquéllos que implican la inyección de aire (o gas oxígeno, en su caso) a presión por
debajo de la superficie del liquido y los primeros como aquellos dispositivos accionados, directa
o indirectamente, mediante motores 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 a 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 número de aireadores utilizados de forma habitual es
relativamente reducido y a ellos se refiere lo que sigue.
Los aireadores superficiales de uso más extendido son los siguientes:
• De eje vertical y 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 a 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 o 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 y 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 robustos, 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 EJE HORIZONTAL
Los aireadores de eje horizontal 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. Nonnalmente se instalan en canales de profundidad limitada (3 m) y de
diversas geometrías (circulares, ovalados, etc.), en configuración cerrada. Funcionan mejor con
potencias específicas bajas, y en algunos casos se requiere la instalación 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 disposi tivo está situado a un nivel inferior que hace que gran parte del
conjunto se encuentre sumergido en el líquido (normalmente entre 118 a 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.
4.1.3 A lREAD ORES DE ASPIRACIÓN CON ROTOR SUMERGIDO
Están constituidos por un aparato similar a una bomba sumergida cuyo eje está comunicado con
el aire exterior de fonna que el giro del rotor genera una aspiración de aire que es expulsado
radialmente del cuerpo de la bomba conjuntamente con el licor mezcla.
Cuando la profundidad de inmersión es superior a 3,0 - 4,0 m, según los tipos de aireador, la
depresión creada no es suficiente para aspirar aire exterior y es preciso inyectarlo mediante una
soplante. En este caso, el aireador trabaja en un modo mixto.
4.1.4 EYECTORES
Estill1 constituidos por una bomba sumergida que impulsa el licor mezcla a través de un eyector
que está conectado con el exteri or por medio de un conducto. El efecto Venturi que produce la
34
impulsión del licor mezcla provoca la aspiración de aire exterior que es impulsado conjuntamente
con aquel 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 DE OXÍGENO DE
LOS AIREADORES 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 superficiales.
CUADRO N° 5. VALORES TÍPICOS DE LA EFICIENCIA DE AIREACIÓN DE
AIREADORES SUPERFICIALES (1)
EFICIENCIA DE AIREACIÓN
TIPO DE AIREADOR AGUA LIMPIA CAMPO "".
SAEcw (Kg O,lkWh) AEpw (Kg O,lkWh)
Eje vertical de flujo ascendente y baja 1,20-3,0 0,7 - 1,4
velocidad
Eje vertical de flujo ascendente y alta
velocidad 1,20 - 2,8 0,7 - 1,3
Eje vertical de flujo descendente 1,20 - 2,4
Aspirante de impulsor sumergido 0,6 - 1,2 1,20 - 2,4
Eyector 0,7 - 1,1 1,20 - 2,4
Rotor de eje horizontal 0,7 - 1,1 0,9 - 2,2
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.
A la hora de efectuar el cálculo, es importante tener en cuenta la expresión de los valores de
SAEc\V proprocionados por 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.,) y del motor (eléctrico, eJ.
Potencia Bruta Absorbida
MOTOR
(e"J 1---__+. I RED~~TOR I I ArREADOR>
L... ___ --' Potencia Neta
Absorbida (Eje)
Potencia absorbida = Potencia neta x ed x em
En el Apéndice 1 se incluye un ejemplo de cálculo.
4.1.7 ENERGÍA PARAlIfEZCLADO
La energía neta aplicada a un reactor dividida por el volumen del mismo se suele denominar
potencia específica y se 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 a las partículas sólidas una velocidad mínima, suficiente para que no
decanten (entre 0,25 y 0,30 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 y 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
1
potencia mínima de mezclado puede ser superior, por lo que en estos procesos es importante tener
en cuenta esta circunstancia.
4.1.8 REGULACIÓN DE LA OXIGENACIÓN EN LOS SISTEMAS DE AIREACIÓN
SUPERFICIAL
El oxígeno transferido por un sistema de aireación debe adaptarse lo máximo posible a 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 o nulo, lo que supondría una
perturbación en el proceso, ni excesivamente elevado, porque comportaría un gasto superfluo 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 de unos intervalos horarios en los que se comprueba que la marcha
de un detem1Ínado número de aireadores inferior a la totalidad de los existentes pennite 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 reactor
que consta de un solo aireador.
Por col/trol 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 y otro máximo de oxígeno disuelto en el reactor.
Este sistema implica la instalación en el reactor de sondas de medida de oxígeno disuelto y de un
sistema automatizado de control y regulación que compara los valores medidos con aquéllas con
los establecidos en las consignas y que, en función de esta comparación, actúa modulando el
funcionamiento de los gmpos motosoplantes.
En la actualidad, con la salvedad de plantas de muy pequeño tamaño, es el sistema de control
utilizado 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 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 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 en el recinto de aireación es más sencilla en un proceso de
mezcla completa que en uno de flujo pistón, debido a que en el primer caso la demanda de
oxígeno es prácticamente la misma en todo el volumen, mientras que en el segundo varia a lo
largo del recinto.
38
4.2 AIREADORES SUB SUPERFICIALES
En el cuadro G se resumen 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 sus caracteristicas básicas.
CUADRO G. TIPOLOGÍAS DE SISTEMAS DE AIREACIÓN SUBSUPERFICIALES (6)
TIPO
Poroso fino
Placa
Domo
Disco
Tubo
Otros dispositivos
Tubo estático
Eyectores con inyección de aire
Aspiración
Tubo en U
Eficiencia de transferencia
Alta
Alta
Alta
Moderada a alta
Baja
Moderada a alta
Baja
Alta
Características básicas
Placas ceramtcas cuadradas instaladas sobre soportes fijos o en la solera del tanque
Difusores cerámicos con forma de domo instalados sobre las conducciones de distribución ubicadas en el fondo del tanque.
Discos ceramtcos rígidos o flexibles de membrana porosa instalados en las conducciones de distribución ubicadas en la solera del tanque.
Difusor en forma de tubo de medio cerámico rígido o de plástico flexible o de goma sintética instalados en las tubenas de distribución.
Tubo vertical instalado en el fondo del tanque que funciona como airlift.
Dispositivo que descarga, a través de una boquilla situada cerca del fondo del tanque, una mezcla de aire comprimido y líquido bombeado.
Bomba de hélice inclinada instalada en la superficie del tanque que aspira aire y libera bajo la superficie una mezcla de aire y agua.
Descarga de aire comprimido en el tramo descendente de los reactores tipo Deep Shaft.
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
eventualmente en algunas plantas aunque en términos generales, estos sistemas tienen
rendimientos bastantes inferiores a los de los difusores porosos finos.
4.2.1 DIFUSORES POROSOS FINOS
En el pasado se habían empleado diversos tipos de difusores que se diferenciaban por el tamaño
de 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 actualidad, debido a su baja eficiencia de transferencia de oxígeno, los difusores de burbuja
gruesa y 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.
~ 100 'i" -=-
••• Caudal de aire minimo 0 00 Caudal de oire maximo
I I 1 I IIIIII 1I 1 1I I I I 111 1I I 1 II I I I II 1 II I 11 1 I I
0.00 1.00 2.00 3.00 ( 00 5.00
Oio¡¡¡etro de lo burbuja m.m.
FIGURA 7.
Capacidad de transferencia de oxigena en fun cion del tamaño de lo burbuja
40
.,
Los difusores que producen burbujas de tamaño dentro del intervalo señalado se suelen
denominar difusores porosos fi nos y, según el material de que están compuestos se pueden
dividir en:
a) Difusores cerámicos
b) Difusores de material plástico
c) Difusores de membrana perforada
Las caracteristicas básicas de estos difusores se indican en el Cuadro 7.
CUADRO 7. RESUM EN DE CARACTEIÚSTICAS BÁSICAS DE DIFUSORES POROSOS
FINOS
TIPO ~ IATERlAL CONFIGURACiÓN VENTAJAS INCONVENIENTES
CERÁMICO Partículas minerales Red de canales . Resistencia mecánica o Susceptibilidad a cementadas, comprimidas e interconectados a través de elevada colmatación elevada inc ineradas. los cuales fluye el aire.
- Durac ión elevada - Sistema de limpieza de Materiales nonnalrncntc - Domos
Resistencia al medio coste elevado
utilizados: o
- Tubos ambiente elevada - No pueden ser utilizados - Alúmi na
- Discos de foona intermitente
- Silicato de aluminio o Poca unirormidad en la
• Sílice distribución de aire
UTILIZACiÓN ACTUAL MENOR QUE EN EL PASADO
PLÁSTICO Polímeros tcmlOpláslicos. Similar a los ccriimicos - Ligereza o Susceptibilidad a POROSO Los más uti lizados son el
- Alta resistencia a rotura colmatación elevada
HDPE y SAN (difusores - Falta de unifonnidad en la rígidos). - Duración elevada dis tribución del aire
- Baja resistencia mecánica
o Susceptibilidnd a defonnae ión plásticn.
UTILIZACiÓN ACTUAL MUY REDUCIDA
MEMBRANA Materinlcs tennoplásticos o Perfornciones (orificios o o Buena resistencia a -Susceptibil idad a ngrcsión PERfORADA elastómeros con aditivos mnuras) realizadas sobre el colmatac ión por el medio ambicnte a que
(plastificantcs, otros). material a traves de los utilización
están expuestos (agua y cuales fl uye cl aire.
. Pemlilen su aire) Materiales normalmente intennitente utilizados: Las perfor3cioncs - Expcrimentan variaciones
- Tcrmopláslicos: rvc pemlanecen abicrl3s o de sus propiedades fisicas y cerradas segun exista o no mecánicas con el tiempo
- El:istómeros: EPDM flujo de aire. o Duración rel31ivantente
- Discos corta
- Tubos UTILIZACiÓN ACTUAL MAYORITARIA
41
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
por aquéllos.
Debido a 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 la más utilizada en la actualidad.
En la Figura 9 se muestra, esquemáticamente, los componentes y disposición genérica de un
sistema de aireación con difusores porosos finos.
4.2.3 FACTORES QUE AFECTAN A LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO
Adicionalmente a aquellas de tipo general que se han señalado en el apartado 3.6 (cuadro 4), con
relación específica a 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:
Superficie proyectada de los difusores 1) Densidad = -'-----=--''--=---:-------
Superficie de la solera del reactor
Nú mero dedifusores 2) Densidad = ----------
Superficie de la solera del reactor
42
FIGUR~ 8. Disposiciones tipicas de difusores y representacion esquematica de los pautas de circulacian hidraulica
REACTORES CONVENCIONAlES
ESPIRAL SENCILlA
-
Planto Seccion transversal
DOBLE ESPIRAL
" G -G " " " e <> e " e " e .. Planta Seccion transversal
PARRILlAS
e.GGeG eee .... aGeee-G$e-ee éeGee.
ee""" aéeee- Planto
REACTORES DE CONFlGURACION CERIWlA (CANALES DE OXIDACION y SIMILARES)
Seccion transversal
Planto Seccion transversal
FlGUP,A 9, Representacian esquematica de un sistema de difusores porosos finos
Afluente
Difusores \
Reactor Porrillo de difusores
1"'0 d. ; í distribucion 1 t
Bajante I
I I
Valvula control de caudal
1
~
Efluente
L- Medido caudal -11 Filtros de aire
f----j en impulsion f-----i (en su coso)
Soplantes I--_~ Filtros ,de ,aire en asplloclon
Asoiroclon de oire
A otros reactores
Bajante
, o .. . ," ; : ..
• <lo •• " ....... (l . _,'
,o ., . ' . <;:i' <;:i'~
Tubo de distribucicn
Conducto de aire
Valvula de aislamiento
Filtros pe ,aire en aspira clan
I Valvula control de caudal
D r
~r 1-'- H~t O~ L-- I t-!
[
Filtros de aire Soplantes Medido en impulsian caudal (en su coso)
Evidentemente, estas expresiones sólo tienen sentido para el caso de configuración de
distribución sobre la totalidad de la solera del reactor (parrillas).
El aumento de la densidad de los difusores conlleva un aumento de la SOTEC\V del sistema. En
.Ia Figura 10 (13) se muestra el efecto de la dens idad sobre la SOTEC\V.
40
35
25
20
Incremenlo de deosidod
~~"IJ J difusores/ mI
o Coudol de oire/difusor (Nm J /h)
FIGURA 10. Efecto de lo densidad de difusores cero micos dispuestos en porrillo sobre lo SOTE cW o sumergencio de 4,5 m
Disposición de los difusores
Para un tipo de difusor determinado, la OTE aumenta al incrementar el grado de reparto de los
difusores sobre e l fondo del tanque. De acuerdo con esto, la OTE aUll1enta progresivamente desde
la configuración en espiral simple a la de espiral doble y a la de distribución en parrillas.
Caudal de aire por difusor
La SOTECW de un difusor aumenta al incrementarse la sumergencia debido a que, por una parte
* * aumenta el valor de Cco y consecuentemente el gradiente de transferencia (Cco - C) y, por otra
porque se incrementa eltiell1po de resid encia de las burbujas de aire en el licor mezcla (figura
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 a que el incremento que se produce al aumentar la
aTE se compensa con el 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 el número de difusores necesarios y sus
correspondientes equipamientos complementarios, aunque no 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 ser desde relativamente
modesto a nulo.
Colmatación I deteríoro de los difusores
El efecto de estos factores sobre la aTE puede variar desde una disminución relativamente baja
del valor de F desde su valor original F = 1 para el difusor nuevo, hasta valores de F que suponen
una aTE del orden de la obtenida con difusores de burbuja gruesa.
Asimismo la colmatación I deterioro puede dar lugar a un aumento de la pérdida de carga en el
difusor, que según su entidad, origina sobrecostos por el mayor consumo energético necesario
para la vehiculación del aire en el sistema.
4.2.4 VALORES CARACTERÍSTICOS DE LA TRANSFERENCIA DE OXÍGENO DE
LOS AIREA DORES SUBSUPERFICIALES
En el Cuadro 8 se indican los intervalos de valores caracteristicos de la transferencia de oxígeno
en condiciones estándar y de campo para algunos tipos de sistemas de aireación subsuperficial
con sumergencia de 4,50 m.
44
o la 15 la
Cc~!!ar d~ oire!6flJ~f (ti:n J /b)
domos ceramicas-disposicion en pa~rillo
lO
la
la
¡fusores no porosos
O L-__ ...L __ -'-___ '--_-----::
<.5 1.5
Sor..t~qu¡cic(m)
la r-------------------------, domos ceromicos-disposicion en ponlla
/
Tubos porosos de plostico - Disposicion doble espirol
I
Difusores no porosos
0~----~----~' ----~'------7 O U U
Sume¡9~·,cic (m)
15 flCUPA 11. [lec\o del caudal d, oire sable lo SOTE", poro cuatro tipos de difuslJres (sumerqencio de ~ ,5 m)
FICUM 12. Efeclo de lo sumergencio sobre lo SOlEe. en varios tipos de difusores
~CUM 13. Efedo de lo sumeroencio scbre la 5.4EO' poro varios tipos ~; difusores
CUADRO 8. VALORES TÍPICOS DE LA EFICIENCIA DE TRANSFERENCIA DE
OXÍGENO DE AIREADORES SUB SUPERFICIALES
EFICIENCIA DE TRANSFERENCIA
TIPO DE SISTEMA CAUDAL AGUA LIMPIA CAMPO
DE AIRE SOTEew (%) OTEpw (%)
(NrnJlh/difusor)
Discos cerámicos - Parrilla 0,68 - 5,77 25 - 40 Los valores de
Domos cerámicos - Parrilla 0,85 - 4,24 27 - 39 OTE,w (%) suelen variar dentro del
Placas cerámicos - Parrilla 3,40 - 8,50 26 - 33 intervalo (0,3 - 0,5)
Tubos de plástico poroso rígidos x SOTEew'
Parrilla 4,07 - 6,80 28 - 32
Espiral doble 5,09 - 18,68 17 - 28
Espiral simple 3,40 - 20,37 13 - 25
Tubos de plástico poroso no rígidos
Parrilla 1,70 - 11,88 26 - 36
Espiral simple 3,40 - 11 ,88 19 - 37
Tubos de membrana perforada
Parrilla 1,70 - 6,80 22 - 29
Espiral simple 3,40 - 10,19 15 - 19
Eyectores con inyección de aire
Ubicación en un lateral 91,69 - 509,4 12 - 13
Difusores no porosos 10 - 13
Espiral doble 5,60 - 16,98 9 - 12
Espiral simple 16,98 - 59,43
• Adaptado parcialmente de la referenCia (6)
NOT A:En tanques de aireación 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 a incrementos de la SOTEew del orden del 40 % Y de la OTEpw
del orden del 30 % sobre los valores indicados en el cuadro.
4.2.5 MOTOSOPLANTES
Como quiera que la sumergencia de funcionamiento de los sistemas de aireación suelen variar
dentro del intervalo de 3,0 - 8,0 m, el tipo de máquinas utili zado para el suministro de aire a
45
aquéllos es del denominado genéricamente como motosoplante caracterizado por disponer de
capacidad de operación efectiva hasta una contrapresión máxima del orden de 10,0 m.c.a.
Dentro de la gama de motosoplantes existentes, los normalmente utilizados son de dos tipos:
• De desplazamiento positivo rotativas (tipo Roots)
• Centrifugo
Las 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 .Proporciona un caudal .Rendimiento alto. ·Solo admiten regulación
del caudal por variación
de la velocidad de giro.
POSITIVO
ROTATIVA
CENTRÍFUGO
relativamente constante dentro de un intervalo de • Posibilidad de trabajo a
presiones de impulsión. presiones variables sin
p
afectar el caudal (Buena -Nivel de emisión sónico
adaptación a incremento de elevado.
presión por colmatación de
los difusores).
Q
-Proporciona caudales de .Rendimiento alto.
aire variables dentro de un
intervalo relativamente -Admite regulación del
.lntervalo limitado de
presiones de trabajo.
reducido de presiones. caudal por estrangulamiento -El caudal de aire
de la admisión, además de descargado disminuye al
p
....
Q
por variación de velocidad.
-Nivel de emisión sónico
menor .
aumentar la contra presión
por efecto de colmatación
de los difusores.
46
De acuerdo con 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
desplazamiento positivo.
Es interesante señalar que las características de las soplantes proporcionadas por 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 de campo
supone una variación de su densidad, por lo que las soplantes deben dimensionarse, en lo
referente a su capacidad volumétrica (Nm3/h) para las condiciones de máxima temperatura
ambiental prevista (verano) ya que 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 DE LA POTENCIA DE LOS GRUPOS MOTOSOPLANTES
La potencia absorbida en la compresión adiabática del aire viene expresada por
Qa x y x R x Ta [(p2)n ] P(kW) = x -PI - I x 0,736 75 x n x eb
(18)
donde:
Qa: Caudal de aire aspirado a la temperatura ambiente (m3/s)
y: Peso específico del aire a la temperatura ambiente (Kglm')
R: Constante de los gases (29,27 ml°K)
Ta: Temperatura ambiente absoluta (OK)
n = 0,283 para el aire
P ,= Presión absoluta en la impulsión (Kg/cm').
PI = Presión absoluta en la aspiración (Kg/cm')
e,,= Rendimiento de la soplante (tanto por uno).
47
La fórmula anterior proporciona la potencia neta absorbida por la soplante. Para el cálculo de la
potencia bruta absorbida hay que tener en cuenta las pérdidas en la transmisión y en el motor.
Potencia Bruta
Absorbida
MOTOR TRANSMISIÓN SOPLANTE
Potencia Neta
Absorbida
eb 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 y e(m) del orden de 0,92. A efectos
de dimensionamiento puede suponer un valor de e, x em = 0,9.
De acuerdo con lo indicado anteriol1nente, una vez conocido el caudal de aire estandar aspirado
necesario, la aplicación de la fóm1Ula exige calcular el caudal (Qa) a la temperatura ambiente
seleccionada y el peso específico el aire aspirado a esa temperatura.
Asimismo, es necesario conocer la presión relativa en la impulsión, la cual incluye las pérdidas en
los conductos de distribución y accesorios correspondientes, la propia del difusor y la asociada a
la columna de agua de sumergencia de éste.
Las pérdidas en los conductos de distribución y accesorios, suele ser relativamente pequeña, del
orden de 200 a 300 mm.c.a.
La pérdida en el difusor puede variar desde su valor en estado nuevo, dato suministrado por el
fabricante, que para caudales nomlales de diseño suelen oscilar entre 200 y 400 mm.c.a., aunque
el efecto de colmatación puede suponer un incremento notable dependiendo de su grado.
La buena práctica aconseja la adopción, a efectos de cálculo previo, de una presión relativa en la
impulsión equivalente a la sumergencia del difusor más un valor 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 con difusores, la energía necesaria para el mezclado del reactor se
expresa en forma de intensidad de aireación medida en m' aire/m' de volumen de reactor, o m'
aire/m' de superficie del reactor. Evidentemente, la intensidad de aireación depende de la
configuración del sistema (geometría del reactor, disposición de difusores, MLSS, etc.). No se
dispone de infornlación precisa sobre la intensidad de aireación mínima a aplicar en un tanque,
por lo que se suele recurrir a cifras basadas en la experiencia de otras plantas. En la referencia
(lO) se recomienda aplicar una intensidad de aireación mínima de 1,83 m'/h/m' para difusores de
disco con configuración en parrilJa.
4.2.7 REGULACIÓN DE LA OXIGENACIÓN
Al igual que en el caso de aireadores superficiales, el control de la regulación de la oxigenación
en sistemas de aireación subsuperficiales puede ser de tipo temporizado o por control del
oxígeno disuelto.
Asimismo, en este tipo de sistemas hay dos variables sobre las que se pude actuar: modificar la
velocidad de giro de los glUpOS motosoplantes y en el caso de soplan tes de tipo centrífugo
modificar la apertura de la válvula de admisión de aire.
En consecuencia caben cuatro posibles 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 mediante marcha y parada de glUpOS motosoplantes, aunque se trata evidentemente
de una solución sencilJa y económica, es como se ha comentado en 4.1.7. una regulación blUsca y
que, en el caso de difusores porosos finos de tipo cerámico, no puede ejercitarse como todo o
nada debido al problema de colmatación asociado a ese tipo de difusores cuando no se alimenta
aire a los mismos, por lo que se trata de dejar en funcionamiento el número de glUpOS necesario
49
aire a los mismos, por lo que se trata de dejar en funcionamiento el número de grupos necesario
para asegurar un fl ujo uni formeme nte dist ribuido de aire sobre la totalidad de la superficie de l
difusor que impida su colmatación.
De hecho, los fabricantes de difusores recomiendan unos valores mínimos de caudal de
funcionamiento según el tipo de difusor.
En la Figura 14 se muestra un esquema típico de sistema de regulación para un tanque con
configuración de flujo en pistón.
I I I I I I I I I L
-- - --- -1 P:O r-l I
I I I I I I L
-1 PIO r- I I
ISOIIDA de 00 I
í -1 PIO r- ~OA de OD I SONDA de 00
I I I PARRlUA I PIRRlUA 2
I rLUJO
L -- -
- - -- -~
-- -
SOPL"IHES
FIGURA 14. Esquema tipico de regulocion de un sistema de oireocion tipo flujo en pistan de tres posos.
P~RRIUA 3
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 y valores
teóricos 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 relativos a las insuficiencias que, normalmente, se
desprenden de la utilización de la metodología teórica descrita y una introducción a las técnicas
disponibles para la obtención de la información necesaria que permite solventar el problema de
forma precisa y fiable.
Teniendo en cuenta que por razón de su eficacia y economía los difusores porosos finos
constituyen el sistema de aireación de utilización mayoritaria, este apartado se centra en este tipo
de sistema. No obstante, algunas de las técnicas que se describen pueden ser 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 o menos coeficientes o parámetros, según sea
el grado de sofisticación del modelo de cálculo utilizado, y que deben de ser cuantificados para la
aplicación dc la fórmula seleccionada.
La utilización de valores teóricos de estos coeficientes y parámetros implica una desviación
imposible de cuantificar respecto a 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 y 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 a
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, por 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 DE 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 a 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 por 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 identificable y, por tanto, no debería dejarse de lado.
52
5.1.3 SELECCIÓN DEL DIFUSOR
Anteriornlente, se ha señalado que la única infornlación de que se dispone para seleccionar el
difusor a utilizar es la suministrada por el fabricante, siempre referida a condiciones estándar en lo
que hace referencia a la eficiencia de transferencia de oxígeno (SOTEcw), sus caractensticas fisicas
y mecánicas y su coste.
Evidentemente, una decisión basada exclusivamente en esta infornlación es claramente insuficiente
y puede conducir a graves errores. No puede perderse de vista que el coste de inversión de los
difusores puede constituir; únicamente, un valor variable entre el 15% • 25% de los costes totales
del sistema de difusión de aire a lo largo de su vida útil.
La decisión debe basarse en criterios objetivos. Todos los difusores porosos finos pueden ver
alteradas sus caractensticas funcionales por las siguientes causas:
• Los difusores porosos finos son 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 tasas aceleradas de extracción de
agentes plastilicantes de las membranas dando como resultado una reducción de su vida útil.
La exposición a las concentraciones de ozono presentes en el aire de suministTO puede afectar a
constituyentes de ciertos tipos de membranas que puede dar lugar a fallos prematuros del
material de aquéllas.
• En algunos casos, las membranas pueden estar sometidas a tensiones elevadas que pueden
conducir a defornlaciones excesivas y, eventualmente, a su fallo mecánico.
Todas estas modificaciones potenciales pueden dar lugar a variaciones del comportamiento de
los difusores sometidos a condiciones reales que desfiguren sustancialmente las 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 y 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 las condiciones de funcionamiento.
• Cuantificación de los valores de campo de uF y OTEpw•
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 Y SU DISTRIBUCIÓN ESPACIAL
El factor que ejerce mayor influencia sobre el caudal de aire a suministrar para satisfacer la
demanda de oxígeno es el coeficiente uF que incluye el efecto combinado del factor u propiamente
dicho y el de la colmatación y/o pérdida de caracteristicas del difusor (F).
La adopción de un valor teórico para este coeficiente debe analizarse desde dos puntos de vista.
De entrada, es imposible predecir el valor real de uF 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 uF adoptados suelen ser más bajos que los previstos.
A 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 uF es más o menos
constante en toda la cuba, el factor uF 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 uF
entre entrada y salida del tanque del orden de 0,25 a 0,70) .
El hecho de que uF 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 mismas condiciones de caudal y parrilla ubicada en otra zona del tanque.
Abundando en el tema, el efecto de variación de F en el tiempo, debe de ser contemplado de fonna
similar al 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 a 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 la práctica de suponer un valor de uF no
contrastado que mantiene un valor constante, tanto espacial como temporal, suele conducir a
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.
5.2 INSUFICIENCIAS ASOCIADAS A LA GESTIÓN DE UN SISTEMA EXISTENTE
El responsable de la gestión de una EDAR se encuentra, en lo que hace referencia a 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, y 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 y mantener el sistema operativo en las condiciones de funcionamiento más
eficientes posible.
En el caso de que la instalación disponga de capacidad suficiente para hacer fi'ente a la demanda
existente, (de otra fonna el 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 o tener que recurrir a 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 descrita, 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 o 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 insuficiencias 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, y de su evolución espacial y
temporal.
• Datos precisos sobre el valor de la eficiencia de campo (OTE ... ) del sistema, de su variación
espacial y de su evolución temporal.
• Sistema de limpieza más eficaz y cuantificación del grado de recuperación de la (OTE •• ..) del
sistema cuando se procede a 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 y mecánicas de los
difusores y su evolución a lo largo del tiempo.
El conocimiento de esta información posibilita que el operador aborde una metodología de gestión
racional, basada en criterios objetivos, que permita:
• Adecuar el suministro de aire a la eficacia real del sistema, teniendo en cuenta las variaciones de
uF y OTEp" existentes a lo largo de la cuba de aireación.
• Cuantificar la evolución temporal del grado de pérdida global de eficacia de sus 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 pérdida 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 y controversia desde hace
muchos años. Así como en lo que se refiere a la medida de la transferencia en condiciones estandar
existe un consenso científico que se ha plasmado en la elaboración de métodos nomlalizados (9)
cuyos resultados son universalmente aceptados, no ocurre lo mismo con la metodologia a utilizar
para la medida en condiciones de campo.
Recientemente (l997), la AmelÍcan Society of Civil Engineers (ASeE), ha editado unas directrices
(l4) para la medida de la transferencia 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 y 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 y técnicas derivadas del
mismo por razón de su mayor versatilidad, sencillez y suficiencia de precisión frente a 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 y 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 y contenido de CO2 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 (OTEpw) en cualquier punto de la cuba por
aplicación de un balance de masas:
Masa de 02 entrante - Masa de 02 saliente OTE w (%) = x 100
P Masa de 02 entrante
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
y 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, = -'"0 ____ _
L qan
donde:
OTEp = Media ponderada de la OTE,,, (%)
OTE" = Valor de OTE,,, en el punto de medición (%)
q" = Caudal de aire recogido por unidad de superíicie en cada punto de medición
(L',' L·')
n = Número de puntos de medición
A partir de los valores medidos de OTE,,, se calculan los de la SOTE,,, que corresponderian a la
transferencia en el licor mezcla a 20 oC y concentración nula de oxigeno disuelto (C = 0,0 mgll).
El cociente entre la SOTEp" así calculada y la SOTE,,, proporcionada por el fabricante de los
equipos para la misma disposición, sumergencia y densidad de difusores proporciona el valor de uF
de los difusores en cuestión.
uF= SOTE,,,
SOTE,,,
Los datos obtenidos durante la medición permiten la obtención simultánea de la tasa de consumo de
oxígeno OUR, expresado en mg de oxígeno consumidos por hora y litro de tanque de aireación
(mg/Jlh), de [011113 que el método proporciona la respirometría real de la zona del tanque de medida
59
en las condiciones existentes en aquélla y pennite cuantificar la demanda real de oxígeno que tiene
lugar en el reactor.
Asimismo, esta técnica proporciona, directamente, los caudales de aire que fluyen por cada parrilla
del sistema de aireación pennitiendo conocer la distribución 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 y
cuantificada sobre el nivel de funcionamiento real de un sistema de aireación existente.
En la Figura 15 se muestra esquemáticamente la instalación necesaria y la fonna de llevar a cabo la
medida.
En la Figura 16 se indica la disposición de las estaciones de medida en un tanque de aireación
constituido por tres sectores trabajando en serie en configuración de flujo en pistón.
5.3.2 DESCRIPCIÓN DE LA TÉCNICA DE ENSAYO EN COLUMNA
La utilización del método off-gas en la fonna descrita anterionnente proporciona, además de la
OTEpw, como hemos visto, el valor de uF como un factor global, sin diferenciar el valor relativo de
u y 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, por definición
F = 1, el valor medido corresponde exclusivamente al factor u
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
1 CA,IPANA
AflUU;;[ -
E fo+
FIGURA 16.
ANALIZADOR OFF- GAS
T
OFF-GAS -
------
11 11 11 11 11 [111111 11 111 1111 111 11111 11 11111 1[111[ 11 111 111 11 111 11 11 111 1111111 11 11111 111111111 1111 111 1[ [11 111 11
FIGURA 15. Esquema de instalacian para el analisis off-gas en condiciones de campa.
- -I
cmAL 31
• !-+ EfLUENTE-- -I cmAL2 1- -
~ -~ 11 -1 C""AL - -
Disposicion de los eS:Gcianes de medida de off - gas en un tanque de aireacion de configurocion de flujo en pistan.
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
la del tanque de aireación que se ensaya.
El licor mezcla del tanque de aireación donde se realiza el ensayo se bombea a la columna a caudal
constante, mediante una bomba sumergible ubicada en 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 por 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 3/4 de la altura útil de líquido en aquélla, así como en el
tanque de aireación en las inmediaciones del punto donde se sitúa la bomba en el licor mezcla. De
esta fomla, es posible ajustar la concentración de oxígeno disuelto en la columna a los valores
existentes en el 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 (SOTEpw) 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.
Entre las aplicaciones más relevantes de la técnica de ensayo en columna se pueden destacar las
siguientes:
Gl
I FLOTADOR
.......
,
~GUPv\ 17.
COLUMNA DE ENSAYO
AI RE
OFF- GAS -
PANEL DE CONTROL DE
CAUDAL DE AIRE
, ANALIZADOR
OFF-GAS
,
Representacian esquemotico de uno instalocioo de enso)'o en co lumna con licor mezcla de un tanque de oireacion.
1. Medida del coeficiente u o uF de un difusor
La relación entre la SOTEp" y la SOTE,,, medidas en el ensayo proporciona el valor de uF del
difusor en el licor mezcla ensayado.
SOTE pw uF = ----'--
SOTE cw
El conocimiento del valor de uF 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.
2. 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 OUR
correspondientes a las concentraciones de oxígeno disuelto que prevalecen en el proceso durante la
realización 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, los
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 de 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:
SOTE pw en las condiciones de servicio del difusor F=--~~------------------------
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 SOTEp", 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
ACTUACIÓN
NUEVAEDAR
• SIN PLANTA PILOTO
• CON PLANTA PILOTO
AMPLIACIÓN EXISTENTE
(CAPACIDAD AIREACIÓN)
EDAR
TANQUES DE
REHABILITACIÓN EDAR EXISTENTE
(SUSTITUCIÓN EQUIPOS DE AIREACIÓN)
AI'IJIL.¡>.C1UN l\1ÉTODO OFFGAS EN CAMPO
No aplicable
No aplicable
• uF (global y variación espacial)
• OTEpw
'OUR
o+: Demanda de oxígeno
LH_A.\-lU'I' ENSAYO EN COLUMNA
No aplicable
,., a para varios tipos de difusores
'F • OTEpw
'OUR
'" Demanda de oxígeno
'" Difusor más adecuado
'" a para varios tipos de difusores
'" F para varios tipos de difusores
• OTEpw para varios tipos de difusores
• Distribución caudal parrilla
de aire I '" Difusor más adecuado
'" Diagnóstico situación existente
• Aplicación de medidasorrectoras
• uF (global y variación espacial) • u para varios tipos de difusores
• OTEpw
'OUR
'" Demanda de oxígeno
* F para varios tipos de difusores
• OTEpw para varios tipos de difusores
• Distribución caudal parrilla
de aire I * Difusor más adecuado
'" Diagnóstico situación existente
• Aplicación de medidas correctoras
• uF (global y variación espacial)
• OTEpw
* OUR
'" Demanda de oxigeno
• Distribución caudal de parrilla
alfe
'" Diagnóstico situación existente
*u
'F • Tipo y frecuencia de limpieza de
difusores
l' Optimización económica)
(proceso y
'" Aplicación de medidas correctoras
64
BJBLTOGRAFIA
1) Aeration. Manual ofPractice FD-13 . WPCF. 1998.
2) Eckenfelder, W.W. Jr, Principies of 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., W. Gujer, G.v.R. Marais y T. Matsuo. Activated Sludge Model
N" l. Scientific and Technical Reports N" 1 lA WPRC, July 1986.
6) Metcalf and Eddy. Wastewater Engineering. Macgraw-Hill. 1991.
7) Lenvenspiel, 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
of ASCE. JSED 96 (SA2).
9) American Society of Civil Engineers. ASCE Standard. Measurement of 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 of 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
Technology. 1994.
13) Yunt, F., Hancuff, T., Brenner, D., Sheel, G. An evaluation of submerged aeration equipment.
Clean water test results. WWEMA Industrial PoIlution Conference, Houston. 1980.
65
14) American Society of 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
Ejemplo N° 1 Cálculo de la demanda de oxígeno de la materia carbonosa
DATOS DE PARTIDA
Caudal diario de agua decantada 20.000 m3/d
DBOs promedio del agua decantada 200 mg/l
DBOs 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 m3
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 DB05 eliminada: 0,95 kg 02/kg DBOs e
kg Ozldía = 0,95 X 20.000 (0,2 - 0,025) = 3.385 kg Ozldía
2) MÉTODO MODELO DE ECKENFELDER
Cálculos previos
Carga diaria de DBOs a aireación: 20.000 x 0,2 = 4.000 kg DBOs/día
Carga diaria de DBO j a eliminar: 20.000 x (0,2 - 0,02) = 3.600 kg DBO/día
Cálculo de la DBOs soluble en el efluente:
DBOs total en efluente = DBOs soluble + DB05 de la MES
f-racción biodegradable de la MES = 0,65 x 0,30 = 19,5 mg/I
DBO; última de la fracción biodegradable:l,42 02/kg células oxidadas x 19,5 = 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/I
kg Oidía = a' x 20.000 (0,2 - 0,00617) + b' x 5.330 x 2,5
a'= 0,55 b'= 0,108
kg Oidía = 0,55 x 20.000 (0,2 - 0,00617) + 0,108 x 5.330 x 2,5 = 3.571 kg 02/día
3.571 3.571 kg O /kg DBO - -- - I 02
2 e - 20.000 x (0,2 - 0,025) 3.500 - ,
Es interesante señalar que si en lugar de utilizar en los cálculos la DBO¡ realmente eliminada
(DBOs total afluente - DBOs soluble efluente) se utilizara la DBOs aplicada, se obtendría:
kg Oidía = 0,55 x 20.000 x 0,2 + O, I 08 x 5.330 x 2,5 = 3.639 kg Oidía
es decir un incremento de tan sólo el 1,9 % respecto al obtenido con el sistema de cálculo
riguroso.
Teniendo en cuenta que ese sistema implica la utilización de unos parámetros (DBO¡lDBO
última = 0,68 Y 1,42 kg Oi kg células oxidadas) que tampoco son exactamente conocidos, en
la práctica es recomendable obviar aquéllos cálculos y hacer la simplificación de que la DBO¡
realmente eliminada es igual a la DBOs aplicada.
3) MÉTODO WRC
kg 0 2/kg DBO¡ eliminada =
0,0525 0,0525 = 0,75 + CM' P = 0,75+ 200-25 = 0,99 kg02 /kgDB05e
0,25· 200
kg Oi día = 0,99 x 3.500 = 3.465
4) MÉTODO ATV
kg Oz/kg DBO¡ eliminada =
0144 x 5 xl 072(20-15) = O 5 + ' , ( ) 1,15 kg02 /kgDB05e
' 1 + 5 x 0,08 x 1.072 20 -15
68
kg Oidía = 1,15 x 3.500 = 4.025
RESUMEN DE RESULTADOS
MÉTODO kg OzlkgDBOs, kg 02/día
MOP-8 0,95 3.325
ECKENFELDER 1,02 3.571
WRC 0,99 3.465
ATV 1,15 4.025
COMENTARlO
Como puede observarse los valores obtenidos son similares, excepción hecha de los
calculados con el método A TV que proporciona un mayor valor correspondiente con el
espíritu conservador de esa normativa.
En todo caso, si se tiene en cuenta que la A TV propone coeficientes de punta que varían entre
1, l y 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 simi lares en todos los casos ya que el
coeficiente de punta a aplicar al resto de los métodos sería del orden de 1,5 - 1,6 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
N-NH/ agua decantada
NKT efluente
Proceso ni/rijicante
40 mg/l
35 mg/l
::: 4,0 mg/l
MÉTODO l. La totalidad del NKT afluente al reactor es nitrificable.
NKT nitrificable = 20.000 x 0,04 = 800 kg/dia
kg 02/día = 4,57 x 800 = 3.656 kg O/día
MÉTODO 2 La totalidad del NH4 + afluente al reactor es nitrificable.
N-NH/ nitrificable = 20.000 x 0,035 = 700 kg/día
kg O/día = 4,57 x 700 = 3.199 kg O/día
MÉTODO 3 Se presenta de forma simplificada y 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 N:
NKT 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 DBOs
eliminado.
70
1
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.
NKT 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 incorporado al fango - NKT en efluente
NKT nitrificable = 800 - 180 - 80 = 540 kg O/día (67,5% del afluente)
Demanda de O2 = 4,57 x 540 = 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 y
que el reactor incorporara una zona anóxica apropiada para llevar a cabo la desnitrificación
necesaria, el aporte de oxígeno asociado a la desnitrifiación 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 + 80) - 300 = 320 kg/día (59,25% del existente)
Aporte de O2 en desnitrificación : 2,86 kg O/kg N-NO] e X 320 = 915 kg O/día (37% del
requerido para la
nitrificación)
71
Ejemplo N° 3 Cálculo del sistema de aireación
DATOS DE PARTIDA
Los correspondientes a los Ejemplos I y 2
Demanda de oxígeno
Carbonosa (Eckenfelder)
Nitrogenada
• Nitrificación
+ 3.639 kg O/ día
+ 2.468 kg 02/día
- 915 kg 02/día
5.192 kg O/ día
• Aporte desnitrificación
Demanda total diaria
Demanda media horaria
Coeficiente global de punta
Demanda punta horaria
5.192 / 24 = 216 kg O/ h
1.5
216 x 1,5 = 324 kg 02/h
Distribución espacial de la demanda
Reactor de configuración aproximada de flujo en pistón con 3 sectores en serie.
Se supone la siguiente distribución espacial de la demanda:
Sector 1 (50%) : 0,5 x 324 = 162 kg O/ h
Sector 2 (30%) : 0,3 x 324 = 97 kg 02/h
Sector 3 (20%) : 0,2 x 324 = 65 kg 02/h
Distribución espacial de a /aF
Aírcación superficial
(a) Sector 1 0,7
Sector 2 0,85
Sector 3 1,00
Difusores porosos
(aF)
0,4
0,55
0,70
72
Factores de trallsferellcia
T= 25 oC
Cloruros = 2.500 mg/l
Altitud = 100 m
8,95 Factor ~ (Tablas) = - = 0,98
9,09
Cs25 8,26 Factor 1: (Tablas) = --= --= 0,908
Cs20 9,09
Factor Q (Tablas) = 0,988
Factor KT = ~ X 1: X Q = 0,879
Factores operativos
c = 2,0 mg/l
T ambiente máxima = 35 oC
COllcelltracióll de saturaciólI
C'_20 = 11,6 mg/l (según fabricante difusores)
Cs20 = 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 x 9,09-2,01 Sector 1: SAEpwI = NI = 1,65 x 0,7 x 1.024 - x J= 0,857 kg0 2 / kWh
9,09
(2520) [0,879 x 9,09-2,0] Sector 2: SAEpW2= N2= 1,65 x 0,85 x 1.024 - x = 1,04 kg0 2 / kWh
9,09
(25-'0) [0,879 x 9,09-2,01 Sector 3: SAEpw)= N) = 1,65 x 1,00 x 1.024 - x J= 1,22 kg0 2 / kWh
9,09
CÁLCULO DE LA POTENCIA DE LAS TURBINAS
Demandal Sector 1: PI = ----'-
NI
Demanda2 Sector 2: P2 = ---=
N2
Demanda3 Sector 3: p) = ---"'-
N3
162 --=18903kW 0,857 '
97 -=9326kW 104 ' ,
65 -=5327kW 122 ' ,
Potencia total absorbida = 335,56 kW
AEpw media ponderada = 0,857 x 0,5 + 1,04 x 0,3 + 1,22 x 0,2 = 0,984 kg 0 zlkWh
0,984 Factor global de transferencia = --= 0,596
1,65
NOTA: El efecto de la concentración e es muy importante.
Si en lugar de c = 2,0 mgll se adoptara c = 1,0 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 y un factor global de transferencia de 0,684.
74
AIREACIÓN CON DIFUSORES DE DISCO
Sumergencia de los difusores = 4,85 m
Información fabricante
C'_lO = 10,70 mg/I
SOTEcw:
densidad difusores (5 dif/ml) = 29%
densidad difusorcs (3 dif/n/) = 27%
dcnsidad difusores (1 ,5 dif/m l) = 25%
CÁLCULO DE SOTEpw
(25-70) [0,879 x 10,70-2,01 Sector 1: SOTEpwl = 29 x 0,40 x 1.024 - x J = 9,02 %
10,70
(75-70) r 0,879 x 10,70 - 2,01 . Sector 2: SOTEpw2= 27 x 0,55 x 1.024 - - xl J= 11 ,56 %
10,70
(7'.'0) r 0,879 x 10,70-2,0] Sector 3: SOTEpw3= 25 x 0,70 xl .024 _. - xl = 13,63 %
10,70
CÁLCULO DE AIRE NORMAL ASPIRADO
Demanda 1 x 100 162 x 100 6,483 Nm3 / h QI=
0,277 x SOTEpwI 0,277 x 9,02
Demanda? x 100 97 x 100 " Q,= - 3.030 Nm~ / h - 0,277 X SOTEpw? 0,277 x 11,56
Demanda 3 x 100 65 x 100 " Q, = 1.722 Nm~ / h , 0.277 x SOTEpw3 0,277 x 13 ,63
Caudal total de aire = 11.235 Nm3/h
75
SOTEpw media ponderada = 9,02 x 0,5 + 11,56 x 0,3 + 13,63 x 0,2 = 10,70 %
10,70 10,70 Factor l!lobal de transferencia = = --= 0,43
- 29 x 0,5 + 27 x 0,3 + 25 x 0,2 27,6
NOTA: La utilización de c = 1,0 mg/I daría lugar, en este caso a un incremento de la
SOTEpw de sólo el 13 ,50%, obteniéndose una SOTEpw media ponderada del
12,14% i un factor global de transferencia de 0,488.
CÁLCULO DE LOS GRUPOS I\IOTOSOPLANTES
Caudal aire normal aspirado: 11.235 Nm3/h
. . . . . . Sumergencia (m) + 0,8 (m) P res Ion rel a t 1 va e n 1m pu I SIO n : ---"'------=---'---'----'----"-
10
4,85 + 0,8 ? --'---'-- = O 565 kn / cm-
10 ' o
(273 + 35) 3 3 Caudal de aire aspirado a 35°C: 11.235 x 11.810 m / h = 3,28 m / s ' '1: 1.,
(273 + 20)
Peso específico del aire (35°C y 100 m de altitud) =
_ ,o. (1.033 x 0,988J . __ 2_7.:..3 __ - 1._ 9~ x x 1.033 (273 + 35)
1,13 kg/m3
Presión abso luta en aspiración : 1.033 x 0,988 = 1,02 kg/cm2
Rendimiento global del grupo motosoplante = 0,65
Potencia (k W) = . i
3,2 8 x 1,13 x 29.27 x (273 + 35ll(I,02 + 0,565)0,283 lJ . -1 x 0,736=216,38 kW
75 x 0,283 x 0,65 1,02
324 kilO, / h i\ E p\\' = -----'-=---=---
216.38 k\V 1,497 kQO, / k\Vh - -
76
