Guia para el manejo, tratamiento y disposición de lodos residuales en plantas

Comisión Nacional del Agua

MANUAL DE AGUA POTABLE,

ALCANTARILLADO Y SANEAMIENTO

GUÍA PARA EL MANEJO, TRATAMIENTO Y DISPOSICION DE LODOS RESIDUALES DE PLANTAS DE TRATAMIENTO

MUNICIPALES

Diciembre de 2007

www.cna.gob.mx

ADVERTENCIA Se autoriza la reproducción sin alteraciones del material contenido en esta obra, sin fines de lucro y citando lafuente. Esta publicación forma parte de los productos generados por la Subdirección General de Agua Potable, Drenaje y Saneamiento, cuyo cuidado editorial estuvo a cargo de la Gerencia de Cuencas Transfronterizas de la Comisión Nacional del Agua. Manual de Agua Potable, Alcantarillado y Saneamiento. Edición 2007 ISBN: 978-968-817-880-5 Autor: Comisión Nacional del Agua Insurgentes Sur No. 2416 Col. Copilco El Bajo C.P. 04340, Coyoacán, México, D.F. Tel. (55) 5174-4000 www.cna.gob.mx Editor: Secretaría de Medio Ambiente y Recursos Naturales Boulevard Adolfo Ruiz Cortines No. 4209 Col. Jardines de la Montaña, C.P 14210, Tlalpan, México, D.F. Impreso en México Distribución gratuita. Prohibida su venta.

Comisión Nacional del Agua Ing. José Luis Luege Tamargo Director General Ing. Marco Antonio Velázquez Holguín Coordinador de Asesores de la Dirección General Ing. Raúl Alberto Navarro Garza Subdirector General de Administración Lic. Roberto Anaya Moreno Subdirector General de Administración del Agua Ing. José Ramón Ardavín Ituarte Subdirector General de Agua Potable, Drenaje y Saneamiento Ing. Sergio Soto Priante Subdirector General de Infraestructura Hidroagrícola Lic. Jesús Becerra Pedrote Subdirector General Jurídico Ing. José Antonio Rodríguez Tirado Subdirector General de Programación Dr. Felipe Ignacio Arreguín Cortés Subdirector General Técnico Lic. René Francisco Bolio Halloran Coordinador General de Atención de Emergencias y Consejos de Cuenca M.C.C. Heidi Storsberg Montes Coordinadora General de Atención Institucional, Comunicación y Cultura del Agua Lic. Mario Alberto Rodríguez Pérez Coordinador General de Revisión y Liquidación Fiscal Dr. Michel Rosengaus Moshinsky Coordinador General del Servicio Meteorológico Nacional C. Rafael Reyes Guerra Titular del Órgano Interno de Control Responsable de la publicación: Subdirección General de Agua Potable, Drenaje y Saneamiento

Coordinador a cargo del proyecto: Ing. Eduardo Martínez Oliver Subgerente de Normalización La Comisión Nacional del Agua contrató la Edición 2007 de los Manuales con el

INSTITUTO MEXICANO DE TECNOLOGÍA DEL AGUA según convenio CNA-IMTA-SGT-GINT-001-2007 (Proyecto HC0758.3) del 2 de julio de 2007 Participaron:

Dr. Velitchko G. Tzatchkov M. I. Ignacio A. Caldiño Villagómez

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CONTENIDO

Página 1.1. GENERALIDADES ...........................................................................................1 1.2. DEFINICIÓN DE LODO....................................................................................1 1.3. PROPIEDADES FÍSICAS DEL LODO..............................................................1 2.1. INTRODUCCIÓN............................................................................................31 2.2. CUANTIFICACIÓN DEL LODO ......................................................................54 2.3. LEGISLACIÓN MEXICANA RELATIVA A LA DISPOSICIÓN DE LOS LODOS DE PLANTAS DE TRATAMIENTO DE AGUAS RESIDUALES.............................57 2.4. COSTOS DE LOS SISTEMAS DE MANEJO DE LODOS ..............................66 2.5. FACTORES DE CONVERSION MAS USUALES...........................................72 3.1. INTRODUCCIÓN............................................................................................75 3.2. ESPESAMIENTO EN CLARIFICADORES PRIMARIOS Y SECUNDARIOS..75 3.3. ESPESAMIENTO POR GRAVEDAD..............................................................76 3.4. ESPESAMIENTO MECÁNICO POR GRAVEDAD..........................................88 3.5. ESPESADOR POR FLOTACIÓN ...................................................................90 4.1. INTRODUCCIÓN............................................................................................95 4.2. FILTROS PRENSA DE BANDAS ...................................................................95 4.3. CENTRIFUGAS ............................................................................................100 4.4. LECHOS DE SECADO.................................................................................106 5.1. INTRODUCCIÓN..........................................................................................108 5.2. ACONDICIONAMIENTO CON SAL METÁLICA ...........................................108 5.3. ACONDICIONAMIENTO CON POLÍMEROS ...............................................114 5.4. OPTIMIZACIÓN DE DOSIS..........................................................................119 5.5. CURVAS DE COSTOS.................................................................................121 6.1. INTRODUCCIÓN..........................................................................................131 6.2. DIGESTIÓN ANAEROBIA ............................................................................131 6.3. DIGESTIÓN AEROBIA .................................................................................168 6.4. ESTABILIZACIÓN CON CAL........................................................................187 6.5. COMPOSTEO ..............................................................................................197 6.6. TANQUES IMHOFF......................................................................................229 7.1. INTRODUCCIÓN..........................................................................................232 7.2. LECHOS DE SECADO DE ARENA..............................................................233 7.3. CONSIDERACIONES DE DISEÑO DEL SISTEMA......................................236 7.4. OTROS TIPOS DE LECHOS DE SECADO..................................................245 7.5. CURVAS DE COSTOS.................................................................................250 8.1. DISCUSIÓN GENERAL SOBRE ALMACENAMIENTO DE LODO...............252 8.2. DISCUSIÓN GENERAL SOBRE ALMACENAMIENTO DE LA TORTA DE LODO ..................................................................................................................253 9.1. INTRODUCCIÓN..........................................................................................254 9.2. SISTEMAS DE BOMBEO.............................................................................254 9.3. TRANSPORTE EN CAMIONES ...................................................................269 10.1. INTRODUCCIÓN........................................................................................272 10.2. CARACTERÍSTICAS DE LOS LODOS QUE AFECTAN LA APLICACIÓN A TERRENOS.........................................................................................................272 10.3. DISPOSICIÓN EN RELLENOS SANITARIOS............................................284

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11.1. ESPESAMIENTO CON CENTRIFUGA ......................................................287 11.2. FILTROS PRENSA DE PLACAS Y MARCOS............................................288 11.3. REDUCCIÓN TERMICA .............................................................................291 12.1. PLANTA DE LODOS ACTIVADOS CONVENCIONAL ...............................296 12.2. PLANTA DE LODOS ACTIVADOS CONVENCIONAL ...............................302 12.3. PLANTA DE LODOS ACTIVADOS CONVENCIONAL ...............................308 12.4. PLANTA DE LODOS ACTIVADOS CONVENCIONAL ...............................313 12.5. PLANTA DE FILTROS ROCIADORES.......................................................320 12.6. PLANTA DE FILTROS ROCIADORES.......................................................326

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INDICE DE FIGURAS Figura 1.1. Curvas de crecimiento neto..................................................................... 14 Figura 1.2. Diagrama para ejemplo de cantidad de lodo. .......................................... 16 Figura 1.3. Metodos de purgado de lodos. ................................................................ 22 Figura 1.4. Datos de produccion de ssv para tres diseños de medios ...................... 26 Figura 3.1. Perfil de concentracion tipico para lodo de origen municipal en un espesador por gravedad operado continuamente ..................................................... 78 Figura 3.2. Instalacion tipica de espesador por gravedad ......................................... 78 Figura 3.3. Vista transversal de un espesador por gravedad circular tipico .............. 79 Figura 3.4. Unidad tipica de espesamiento por flotacion con aire disuelto para lodos activados residuales.................................................................................................. 91 Figura 4.1. Esquema de dos configuraciones de centrifugas de tazon solidos: (a) contracorriente (b) corriente. ................................................................................... 101 Figura 5.1. Sistema tipico de alimentacion de solucion. .......................................... 111 Figura 5.2. Sistema tipico de alimentacion de cal, no se muestra el removedor de vapor ....................................................................................................................... 113 Figura 5.3. Sistema automatico de alimentacion de polimeros tipico. ..................... 117 Figura 5.4. Sistema compacto de mezclado para polimeros liquidos...................... 118 Figura 6.1. Sistema de digestion anaerobia de baja tasa........................................ 134 Figura 6.2. Sistema de digestiona anerobia de alta tasa, una etapa....................... 135 Figura 6.3. Proceso de digestion anaerobia de dos etapas..................................... 137 Figura 6.4. Efecto del trs sobre la descomposicion de compuestos de desechos degradables y produccion de metano ..................................................................... 139 Figura 6.5. Efecto de la temperatura sobre la produccion de gas ........................... 144 Figura 6.6. Relacion entre el ph y concentracion de bicarbonato cerca de 35 grados c................................................................................................................................ 144 Figura 6.7. Tanques cilindricos para digestion anaerobia ....................................... 147 Figura 6.8. Tanque rectangular paa digestion anaerobia ........................................ 147 Figura 6.9. Tanque en forma de huevo para digestion anaerobia en la planta de tratamiento de terminal island, los angeles ............................................................. 148 Figura 6.10. Diagrama del sistema de calentamiento de un intercambiador de calor de tuberia enchaquetada o en espiral. .................................................................... 150 Figura 6.11. Efecto de la concentraciond e solidos sobre el requerimiento de calentamiento del lodo crudo................................................................................... 151 Figura 6.12. Patrones de circulacion producidos por mezcladores de tubo y levantamiento libre de gas....................................................................................... 155 Figura 6.13. Tasa de bombeo de tubo de succion y levantamiento libre de gas ..... 156 Figura 6.14. Comparacion entre mezclado con lanza y tubo de succion en agua limpia. ...................................................................................................................... 156 Figura 6.15. Tipos de cubiertas para digestores ..................................................... 160 Figura 6.16. Flujo de energia a traves de un sistema de digestion anaerobia de lodos................................................................................................................................. 163 Figura 6.17. Diseño conceptual de un sistema de digestion anaerobia de lodos. ... 165 Figura 6.18. Diagrama de flujo para el proceso de digestor aerobio convencional de operación continua .................................................................................................. 171

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Figura 6.19. Tasa de reaccion kd contra temperatura del liquido en digestor aerobio................................................................................................................................ 174 Figura 6.20. Efecto de la concentracion de solidos sobre la tasa de reaccion kd ... 174 Figura 6.21. Influencia de la edad del lodo y temperatura del liquido sobre la tasa de utilizacion de oxigeno en digestores aerobios ......................................................... 175 Figura 6.22. Carta de diseño para aeradores de baja velocidad en tanques no-circulares para calcular los requerimientos de energia para proporcionar el oxigeno necesario................................................................................................................. 176 Figura 6.23. Efecto de la edad de lodo sobre el ph durante la digestion aerobia .... 177 Figura 6.24. Reduccion de solidos volatiles en funcion de la temperatura del liquido y edad del lodo del digestor ....................................................................................... 178 Figura 6.25. Efecto del reciclado del sobrenadante del digestor sobre el flujo de solidos suspendidos a traves de una planta de lodos activados (55)...................... 184 Figura 6.26. Resumen de resultados del ejemplo de diseño de digestion aerobia.. 184 Figura 6.27. Dosis de cal requerida para el ph de una mezcla de lodo primario y humus de filtro percolador para diferentes concentraciones de solidos. ................. 191 Figura 6.28. Efecto del ph sobre el equilibrio acido sulfhidrico-sulfuro.................... 193 Figura 6.29. Efecto del contenido de solidos sobre la relacion de trozos de madera a lodo por volumen..................................................................................................... 200 Figura 6.30. Sitios para monitoreo de temperatura y oxigeno en un extremo de camellon o pila individual aerada. ........................................................................... 203 Figura 6.31. Diagrama de balance de masa para composteo de lodos .................. 204 Figura 6.32. Perfil de temperatura de un camellon tipico de composteo................. 209 Figura 6.33. Destruccion de organismos patogenos en funcion de tiempo y temperatura durante el composteo de lodo digerido mediante el metodo de camellones. ............................................................................................................. 211 Figura 6.34. Diagrama de flujo de proceso – composteo de lodo en camellones planta de lodos activados de 440 lps. ................................................................................ 215 Figura 6.35. Configuracion para pilas aeradas individuales. ................................... 218 Figura 6.36. Configuracion de tuberia de aeracion para pila aerada individual. ...... 218 Figura 6.37. Configuracion de una pila aereada extendida ..................................... 220 Figura 6.38. Destruccion de organismos patogenos en funcion de tiempo y temperatura durante el composteo de lodo sin digerir por el metodo de pilas aeradas................................................................................................................................ 223 Figura 6.39. Diagrama de flujo de proceso para instalacion de pilas extendidas para composteo de lodo – planta de lodos activados de 440 lps. ................................... 225 Figura 6.40. Ejemplo de diseño de construccion de pila de aeracion extendida ..... 226 Figura 6.41. Tanques imhoff tipicos con detalles de diseño: (a) plano y (b) seccion................................................................................................................................. 230 Figura 7.1. Lecho de secado de arena tipico........................................................... 234 Figura 7.2. Tipica tuberia de decantacion: (a) planta y (b) elevación ...................... 235 Figura 7.3. Lecho de secado con pistas y rampa.................................................... 236 Figura 7.4. Lecho de secado cubierto con estructura de fibra de vidrio: ................. 237 Figura 7.5. Efectos de la tasa de evaporacion en la carga de los lechos................ 240 Figura 7.6. Profundidad requerida para obtener la carga optima de lodo a diferentes concentraciones ( ft x 0.3084 = m; lb/ft2 x 4.883 = kg/m2). ...................................... 242 Figura 7.7. Sistema de remocion al vacio montado sobre camion .......................... 244

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Figura 7.8. Lechos de secado al vacio y sus componentes .................................... 247 Figura 7.9. Eficiencia tipica de los lechos de secado al vacio ................................. 249 Figura 9.1. Perdida de carga por friccion para operación rutinaria de un colector a presion de lodo de 6 pulg. (15 cm) .......................................................................... 256 Figura 9.2. Perdidas de carga por friccion para operación rutinaria de un colector a presion de 8 pulg. de diametro (pulg. X 25.4 = mm; ft x 0.3048 = m)...................... 256 Figura 9.3. Perdidas de carga por friccion para el diseño del peor caso de un colector a presion de 6 pulg. de diametro (pulg. X 25.4 = mm; ft x 0.3048 = m)................... 257 Figura 9.4. Perdidas de carga por friccion para el diseño del peor caso de un colector a presion de 8 pulg. de diametro (pulg. X 25.4 = mm; ft x 0.3048 = m)................... 257 Figura 9.5. Curvas para el calculo de perdida de carga .......................................... 259 Figura 9.6. Bomba cortadora y moledora. ............................................................... 261 Figura 9.7. Detalles de bomba de embolo............................................................... 262 Figura 9.8. Bomba de cavidad progresiva. .............................................................. 264 Figura 9.9. Bomba de diafragma operada con aire. ................................................ 265 Figura 9.10. Bomba de lobulo giratorio. .................................................................. 267 Figura 9.11. Bomba de manguera peristaltica......................................................... 267 Figura 9.12. Bomba de aire con anillo aspersor festoneado y alimentado externamente. ......................................................................................................... 268 Figura 9.13. Bomba de tornillo de arquimides ......................................................... 269 Figura 11.1. Centrifugas utilizadas para el espesamiento de lodo. ......................... 287 Figura 11.2. Vista lateral de un filtro prensa de marcos y placas. ........................... 289 Figura 11.3. Corte de un filtro prensa de placas y marcos. ..................................... 289 Figura 11.4. Incinerador de lecho fluidizado............................................................ 291 Figura 11.5. Incinerador tipico de hogar multiple..................................................... 294 Figura 12.1. Diagrama de flujo, ´Planta de lodos activados convencional. ............. 302 Figura 12.2. Diagrama de flujo planta de lodos activados convencional. ................ 307 Figura 12.3. Diagrama de flujo planta de lodos activados convencional ................. 313 Figura 12.4. Diagrama de flujo de planta de lodos activados convencional ............ 319 Figura 12.5. Diagrama de flujo planta de filtros rociadores. .................................... 325 Figura 12.6. Diagrama de flujo planta de filtros rociadores. .................................... 331

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INDICE DE TABLAS Tabla 1.1. Cantidad de solidos suspendidos y quimicos removidos en un tanque hipotetico de sedimentacion primaria (323, 324)......................................................... 3 Tabla 1.2. Caracteristicas del lodo primario ................................................................ 5 Tabla 1.3. Cantidad de solidos suspendidos y quimicos removidos en un tanque hipotetico de sedimentacion primaria (284, 285)......................................................... 8 Tabla 1.4. Datos de diseño para el ejemplo de produccion de lodos. ....................... 16 Tabla 1.5. Caracteristicas de los lodos activados...................................................... 23 Tabla 1.6. Produccion de solidos en filtros percoladores .......................................... 24 Tabla 1.7. Variacion diaria del efluente de filtros percoladores stockton. California (342).......................................................................................................................... 27 Tabla 1.8. Descripcion de los eventos de desprendimiento de solidos en filtros percoladores (342) .................................................................................................... 27 Tabla 1.9. Concentracion del lodo de filtros percoladores extraido de los clarificadores finales. ....................................................................................................................... 28 Tabla 1.10. Composicion del lodo de filtros percoladores ......................................... 29 Tabla 1.11. lodo procedente de procesos de crecimiento combinado fijo-suspendido................................................................................................................................... 30 Tabla 2.1. Metales en soluciones de cloruro ferrico (374)......................................... 33 Tabla 2.2. Cadmio en el lodo..................................................................................... 35 Tabla 2.3. Incremento de concentraciones de metales durante el tratamiento. ........ 37 Tabla 2.4. Mediciones de aroclor (pcb ) 1254 en lodo............................................... 38 Tabla 2.5. Plaguicidas de hidrocarburos clorados en lodos (374, 383). .................... 39 Tabla 2.6. Experiencia en cribado (386, 387)............................................................ 40 Tabla 2.7. Experiencia en cribado (386, 387). (continuación) ................................... 41 Tabla 2.8. Analisis del material cribado..................................................................... 42 Tabla 2.9. Metodos de manejo del material cribado.................................................. 43 Tabla 2.10. Metodos de manejo del material cribado (continuación) ........................ 44 Tabla 2.11. Cantidades de arena .............................................................................. 45 Tabla 2.12. Analisis de tamizado de la arena............................................................ 46 Tabla 2.13. Produccion de natas y sus propiedades................................................. 48 Tabla 2.14. Metodos para el manejo de natas .......................................................... 51 Tabla 2.15. Caracteristicas de los lodos de tanques septicos (417).......................... 53 Tabla 2.16. Informacion acerca de las caracteristicas y cantidades tipicas de lodos producidos por varios procesos y operaciones de tratamiento de aguas residuales. 55 Tabla 2.17. Concentracion esperada de los lodos producidos por varios procesos y operaciones de tratamiento de aguas residuales ...................................................... 55 Tabla 3.1. Ventajas y desventajas de los espesadores por gravedad....................... 76 Tabla 3.2. Criterios de diseño para area superficial de espesadores por gravedad tipicos a...................................................................................................................... 80 Tabla 3.3. Resultados de operación reportados para varias tasas de desbordamiento en espesadores por gravedad (20, 21)a .................................................................... 81 Tabla 3.4. Valores tipicos de carga uniforme (w) ...................................................... 82 Tabla 3.5. Definicion de los torques aplicables a espesadores por gravedad tipo circular (22) ............................................................................................................... 82

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Tabla 3.6. Rangos tipicos de carga hidraulica para espesadores mecanicos por gravedad ................................................................................................................... 89 Tabla 3.7. Resultados de operación de espesadores por flotacion ........................... 92 Tabla 3.8. Tasas de carga de solidos por area de superficie. ................................... 92 Tabla 4.1. Tasa de carga de lodos secos por metro de ancho de banda.................. 96 Tabla 4.2. Ventajas y desventajas de los lechos de secado de lodos..................... 107 Tabla 5.1. Dosis tipicas de cloruro ferrico y cal para el desaguado de lodos de aguas residuales municipales ............................................................................................ 109 Tabla 5.2. Dosis de polimero................................................................................... 114 Tabla 6.1. Tipo y referencia de estudios a escala real sobre digestion anaerobia de alta tasa de lodos municipales (52, 53, 54, 55 –73) ................................................ 132 Tabla 6.2. Criterios de diseño tipicos para dimensionamiento de digestores de lodo anaerobios mesofilicos (104, 105)........................................................................... 138 Tabla 6.3. Criterios de diseño para dimensionamiento de digestores de alta tasa en base a tiempo de retencion de solidos (110)........................................................... 140 Tabla 6.4. Caracteristicas fisicas y quimicas promedio de lodos de un sistema de digestion de dos etapas (62) ................................................................................... 141 Tabla 6.5. Entrada y salida de materiales a un sistema de digestion de dos etapasa (62).......................................................................................................................... 141 Tabla 6.6. Produccion de gas para diferentes compuestos en los lodos de las aguas residuales (125)....................................................................................................... 142 Tabla 6.7. Caracteristicas del biogasa (124)............................................................ 143 Tabla 6.8. Efecto del nitrogeno sobre la digestion anaerobia (152,153) ................. 146 Tabla 6.9. Coeficientes de transferencia de calor para serpentines de auga caliente en digestores anaerobios (123)............................................................................... 150 Tabla 6.10. Coeficientes de transferencia de calor para varios materiales de tanques de digestion anaerobia (186)................................................................................... 152 Tabla 6.11. Relacion entre la gradiente de velocidad y el gasto unitario de gas. .... 159 Tabla 6.12. Suposiciones de carga de diseño......................................................... 163 Tabla 6.13. Diversos estudios de digestion aerobia de lodos municipales.............. 169 Tabla 6.14. Caracteristicas del sobrenadante de digestor aerobio mesofilico......... 178 Tabla 6.15. Resumen de criterios actuales para diseño de digestores aerobios..... 179 Tabla 6.16. Requerimientos de cal para lograr ph de 12 durante 30 minutos en lebanon, ohio (267). ................................................................................................ 189 Tabla 6.17. Dosis de cal requerida para mantener el ph arriba de 11.0 por lo menos durante 14 dias (265). ............................................................................................. 190 Tabla 6.18. Densidad de bacterias en lodos crudos, digeridos anaerobios, y estabilizados con cal en lebanon, ohio (267)........................................................... 193 Tabla 6.19. Composicion quimica del lodo y sobrenadante antes y despues de estabilizacion con cala (266).................................................................................... 195 Tabla 6.20. Programa de monitoreo para una instalacion de composteo de lodos procedentes de aguas residuales municipales (436) .............................................. 202 Tabla 6.21. Densidades de varios agentes de abultamiento para composta (432). 207 Tabla 6.22. Criterios de diseño tipicos para tanques imhoff sin calentamiento ....... 231 Tabla 7.1. Ventajas y desventajas de los lechos de secado de lodos..................... 232 Tabla 7.2. Resumen de criterios de diseño para lechos de arena para secado lodo digerido anaerobiamente sin acondicionamiento quimico ....................................... 238

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Tabla 7.3. Agua total drenada de lodo digerido aerobiamente aplicado a lechos de arena para secado .................................................................................................. 241 Tabla 7.4. Efecto de la digestion sobre la eficiencia de lechos de secado.............. 241 Tabla 7.5. Concentracion de lodo producido en lechos con vacio........................... 248 Tabla 9.1. Aplicaciones de bombas de lodos por principio...................................... 254 Tabla 10.1. Limitaciones tipicas del suelo para la aplicacion de lodo a terrenos agricolas a tasas de aplicación de fertilizantes de nitrogeno................................... 273 Tabla 10.2. Limitantes tipicas de pendiente para aplicación de lodos a terrenos.... 274 Tabla 10.3. Profundidades minimas tipicas para aplicación de lodo a terrenos. ..... 275 Tabla 10.4. Tasas de mineralizacion de nitrogeno organico en lodos de aguas residuales ................................................................................................................ 276 Tabla 10.5. Tasas de asimilacion de nutrientes para cultivos selectos ................... 278 Tabla 11.1. ventajas y desventajas de la utilizacion de filtros prensa de placas y marcos .................................................................................................................... 290 Tabla 11.2. Informacion de productividad tipica para filtros prensa de placas y marcos................................................................................................................................ 290

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1.ASPECTOS GENERALES 1.1.GENERALIDADES En esta guía se describen las características, métodos de transporte, acondicionamiento químico para la remoción del agua, técnicas de espesamiento, desaguado y secado, así como estabilización y disposición final de los lodos de las plantas de tratamiento de aguas residuales, incluyendo teoría, consideraciones para el diseño y costos. El ingeniero deberá conocer las fuentes, características y cantidad de lodo, que se tendrá que manejar cuando esté diseñando los dispositivos para el transporte, acondicionamiento y espesamiento o desaguado de lodos. El responsable del diseño deberá tomar en cuenta el lapso de tiempo que transcurre entre la toma de decisiones hasta la construcción, para favorecer aquellos procesos y equipo que sean suficientemente flexibles para permanecer útiles a pesar de posibles cambios tecnológicos, reglamentarios, económicos y/o en las características del lodo. Cuando sea posible, el ingeniero deberá investigar sistemas a escala normal que estén funcionando, para determinar condiciones reales de operación y costos, y luego introducir un factor de seguridad por imprevistos. 1.2.DEFINICIÓN DE LODO Los materiales sólidos y semisólidos removidos del agua residual en plantas de tratamiento son considerados como lodos. Los residuales orgánicos del tratamiento primario y secundario constituyen la mayoría de los lodos, pero también incluyen arena, natas y sólidos del cribado. La producción de lodos en los procesos unitarios típicos dependerá del porcentaje de aportación industrial, basura molida, el uso de químicos, control del proceso, cargas pico y condiciones climatológicas (1). Los tipos de lodos incluyen:

• Lodo Primario • Lodo Biológico • Lodos Químicos

1.3.PROPIEDADES FÍSICAS DEL LODO 1.3.1.Lodos Primarios La mayoría de las plantas de tratamiento de aguas residuales utilizan sedimentación primaria para remover los sólidos fácilmente sedimentables del agua cruda. En una planta típica con sedimentación primaria y un proceso convencional de lodos activados para el tratamiento secundario, el peso seco de los sólidos primarios es del orden del 50% del total de los sólidos generados.

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El lodo primario normalmente es más fácil de espesar por gravedad, ya sea con tanque de sedimentación primaria o dentro de un espesador por gravedad independiente. En comparación con lodos biológicos y muchos químicos, el lodo primario puede ser desaguado rápidamente mecánicamente con pocos requerimientos de acondicionamiento. 1.3.1.1.Producción de Lodos Primarios La producción de lodo primario está generalmente dentro del ámbito de 100 a 300 mg/l. Para estimar la producción de lodo primario para determinada planta se requiere calcular la cantidad de sólidos suspendidos totales (SST) que entran al tanque de sedimentación primaria y suponer una eficiencia de remoción. Cuando no hay disponibles datos específicos del sitio para los SST influentes, frecuentemente se utilizan valores de 0.07 a 0.11 kg/cápita/d (278). La eficiencia de remoción de SST en el tanque de sedimentación primaria normalmente es del orden de un 50% a 65% (279). La eficiencia de remoción de sólidos suspendidos en la sedimentación primaria depende, en gran parte, de la naturaleza de los sólidos. Se utiliza frecuentemente una eficiencia del 60%, sujeta a las siguientes condiciones:

• Que el lodo es producido en el tratamiento de aguas residuales de origen doméstico, sin mayor aportación de carga industrial.

• Que el lodo no contiene coagulantes químicos ni floculantes.

• Que ningún otro lodo - por ejemplo, lodo de filtros percoladores - ha sido

agregado al influente de la planta.

• Que el lodo no contiene mayores corrientes colaterales del procesado del lodo.

Ejemplo: SST = 0.09 kg/cápita/día Eficiencia = 60% Lodo Primario = 0.054 kg/cápita/día Si existen datos disponibles sobre la concentración de sólidos suspendidos en el influente, dichos datos deben ser utilizados para el diseño. El uso de los registros de operación de tanques en servicio o pruebas de laboratorio pueden refinar los datos de eficiencia. El "Método Estándar" de la prueba de peso seco para materia sedimentable bajo condiciones ideales estima la cantidad de lodo producido en un tanque de sedimentación ideal (280). La producción de lodo será ligeramente menor en un tanque verdadero de sedimentación.

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La cantidad de lodo extraído del tanque de sedimentación primaria se incrementa substancialmente cuando las corrientes colaterales del proceso de tratamiento de lodos son reciclados al tanque de sedimentación primaria. La cuantificación de los sólidos que entran y salen del clarificador primario por medio de todas las corrientes es una herramienta importante para estimar la producción de lodo primario, cuando los lodos reciclados y las corrientes colaterales contribuyen grandes cantidades de sólidos. La cantidad de sólidos suspendidos y sólidos químicos removidos en un tanque de sedimentación primaria hipotético, que procesa agua residual la cual ha sido tratada mediante la adición de cal, sulfato de aluminio o cloruro férrico son estimados en la tabla 1.1.

Tabla 1.1. Cantidad de solidos suspendidos y quimicos removidos en un tanque hipotetico de sedimentacion primaria (323, 324).

Sin Adición de Químicosa Tipo de Lodo Adición Químicosb Calc Alumbred Hierroe Sólidos Susp., kg/m³ 0.125 0.187 0.187 0.187 Sólidos Químicos, kg/m³ 0.25 0.043 0.055 Producción Total de Lodo, kg/m³

0.125 0.437 0.23 0.242

a - supone una concentración de 10 mg/l de fósforo influente como P, con el 80% removido mediante precipitación química. b - supone una remoción del 50% de 250 mg/l de SST influente, en la sedimentación primaria. c - 125 mg/l de Ca(OH)2 adicionado para elevar el pH a 9.5. d - 154 mg/l de Al2(SO4)3•14H2O adicionado. e - 84 mg/l de FeCl3 adicionado. Nota: No supone la recirculación de corrientes colaterales (por ejemplo, de lodo activado purgado a la sedimentación pri maria, sobrenadante de digestor, etc.). La producción de sólidos secunadarios sería reducida de 0.10 kg/m³ sin la adición de químicos a 0.04 kg/m³ con la adición de químicos en esta planta hipotética. 1.3.1.2.Propiedades de Concentración La mayoría de los lodos primarios pueden ser concentrados fácilmente dentro de los tanques de sedimentación. Se puede obtener una concentración de sólidos entre el cinco y seis por ciento, cuando el lodo es bombeado de tanques de sedimentación primaria bien diseñados (279, 287, 290, 291). Sin embargo, valores tanto mayores como inferiores son comunes. Las condiciones que influyen sobre la concentración del lodo primario son:

• Si el agua residual no es desarenada antes de que entre a los tanques de sedimentación.

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• Si el lodo contiene grandes cantidades de sólidos finos no volátiles, como limo, del influente pluvial, se puede lograr una concentración arriba del seis por ciento (288, 293).

• Las cargas industriales pueden afectar fuertemente la concentración de lodo primario.

• El lodo primario puede flotar cuando se le adhieren burbujas de gas generado

bajo condiciones anaerobias. Las condiciones que favorecen la formación de gas incluyen: temperaturas calientes, depósitos de sólidos en los colectores, desechos sépticos fuertes, tiempos de retención de sólidos en los tanques de sedimentación prolongados, falta de precloración adecuada y recirculación de los licores del lodo (295). Esto se puede evitar mediante el incremento de la frecuencia y tasa del bombeo del lodo primario (296).

• Si se mezclan los lodos biológicos con el agua residual, generalmente

resultará una concentración menor de lodo primario. 1.3.1.3.Composición y Características La tabla 1.2 muestra varias de las características de los lodos primarios. En muchos casos, se dan los ámbitos y/o valores "típicos". En la ausencia de recirculación de corrientes colaterales de los procesos de lodos, el porcentaje de sólidos volátiles en el lodo primario debe aproximarse al porcentaje de sólidos suspendidos volátiles en el agua residual influente. Un contenido de sólidos volátiles inferior al 70% normalmente indica la presencia de aportación de agua pluvial, corrientes colaterales del procesado de lodos, una gran cantidad de arena, lodo de una planta de filtración que fue descargado al drenaje sanitario, desechos industriales con bajo contenido de sólidos volátiles, o sólidos de aguas residuales que han tenido un largo tiempo de retención en el alcantarillado.

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Tabla 1.2. Caracteristicas del lodo primario

Característica Ambito de Valor Comentarios Referencia Valores Típico

pH 5 - 8 6 -- 278

Acidos volátiles, mg/l 200 - 2,000 500 -- 278 como ácido acético

Valor calorífico, Btu/lb, (kJ/kg)

6,800 - 10,000 --

Depende del contenido de volátiles

y composición del lodo, valores

reportados están en base peso seco. 278

10,285 Lodo con 74% volátil 278 7,600 Lodo con 65% volátil 297

Gravedad específica de partículas

individuales de sólidos -- 1.4

Aumenta con mayor contenido de arena,

limo, etc. 278

Gravedad específica bruta (húmeda) -- 1.02

Aumenta con espesor del lodo y gr. esp. de

los sólidos. 278

1.07

Agua residual fuerte de un sistema combinado. 298

Relación DBO5/SSV 0.5 - 1.1 -- -- 299

Relación DQO/SSV 1.2 - 1.6 -- -- 299

Relación N-org/SSV 0.05 - 0.06 -- -- 299

Contenido volátil, % por peso sólidos secos 64 - 93 77

Valor obtenido sin recirculación de lodos, buen desarenado; 42 muestras, desviación

estándar de 5. 299 60 - 80 65

-- 40

Valor bajo provocado por influente alto de

tormenta 288

-- 40

Valor bajo provocado por desecho

industrial. 294 Celulosa, % por peso

de sólidos secos 8 - 15 10 -- 278 -- 3.8 -- 300

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Característica Ambito de Valor Comentarios Referencia Valores Típico

Hemicelulosa, % por peso de sólidos secos -- 3.2 -- 300

Lignina, % por peso de

sólidos secos -- 5.8 -- 300

Grasas y aceites, % por peso de sólidos

secos 6 - 30 -- Soluble en éter 278 7 - 35 -- Extractable en éter 300

Proteína, % por peso de sólidos secos 20 - 30 25 -- 278

22 - 28 -- 300

Nitrógeno, % por peso de sólidos secos 1.5 - 4 2.5 Expresado como N 278

Fósforo, % por peso de sólidos secos 0.8 - 2.8 1.6

Expresado como P2O5. Se dividen los

valores de P2O5 entre 2.29 para obtener

valores de P. 278

Potasa, % por peso de sólidos secos 0 - 1 0.4

Expresado como K2O. Se dividen los

valores de K2O entre 1.20 para obtener

valores de K. 278 El lodo primario típicamente contiene más de 100 diferentes especies de bacterias anaerobias y facultativas (301). Bacterias reductoras y oxidantes del sulfato, huevos de gusanos y moscas, y microorganismos patógenos típicamente están presentes. 1.3.2.Lodos Biológicos 1.3.2.1.Características Generales Los lodos biológicos son producidos por procesos de tratamiento tales como lodos activados, filtros percoladores y biodiscos. Las cantidades y características de los lodos biológicos varían con las tasas metabólicas y de crecimiento de los diferentes microorganismos presentes en el lodo. Las plantas con sedimentación primaria normalmente producen un lodo biológico bastante puro. La concentración y, por tanto, el volumen del lodo biológico purgado son afectados grandemente por el método de operación de los clarificadores. Los

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lodos biológicos generalmente son más difíciles de espesar y desaguar, que el lodo primario y la mayoría de los lodos químicos. 1.3.2.2.Lodo Activado El lodo activado tiene muchas variantes: aeración extendida, zanja de oxidación, oxígeno puro, aeración mecánica, aeración por difusión, flujo en pistón, estabilización por contacto, mezcla completa, alimentación por etapas, lodo activado nitrificante, etc. (279). La cantidad de lodo activado purgado (LAP) es afectada por dos parámetros: el peso seco y la concentración del lodo. a) Ecuaciones Básicas de Predicción Las variables más importantes para predecir la producción de lodo activado purgado son la cantidad de orgánicos removidos en el proceso, la masa de microorganismos en el sistema, los sólidos suspendidos inertes en el influente al proceso biológico y la pérdida de sólidos suspendidos en el efluente. Estas variables se pueden juntar en dos sencillas y útiles ecuaciones:

Px = (Y)(Sr) - (kd)(M) (1-1) LAPt = Px + Inv - Et (1-2) donde: Px = crecimiento neto de sólidos biológicos (expresado como sólidos suspendidos volátiles [SSV]), kg/día; Y = coeficiente de rendimiento bruto, kg/kg; Sr = substrato removido (por ejemplo, DBO5), kg/día; kd = coeficiente de decaimiento, día-1; M = inventario en el sistema de sólidos microbianos (SSV), kg; LAPt = producción de lodo activado purgado, kg/día; Inv = sólidos suspendidos no volátiles alimentados al proceso kg/día; y Et = sólidos suspendidos efluentes, kg/día. Para usar la ecuación 1-1, es necesario obtener valores de Y y kd. Mientras que la tabla 1.3 resume varios valores reportados de estos parámetros, es mejor determinar Y y kd para la corriente residual cuando sea posible. Para usar la ecuación 1-2, es necesario estimar Inv, sólidos no volátiles influentes, y Et, sólidos suspendidos efluentes. Los siguientes normalmente se incluyen en el término Inv:

• Sólidos no volátiles en el influente, incluyendo licores de recirculación.

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• Precipitados químicos - por ejemplo, fosfatos de aluminio - cuando se agrega alumbre al proceso de lodos activados.

• Sólidos de escurrimientos pluviales que no son removidos en los procesos

anteriores (313).

• Contenido normal no volátil del lodo activado. En la ausencia de licores del lodo, precipitados químicos, y drenaje pluvial, el lodo activado tendrá un 80% de volátiles (menos en aeración extendida) en la mayoría de las plantas municipales.

Tabla 1.3. Cantidad de solidos suspendidos y quimicos removidos en un

tanque hipotetico de sedimentacion primaria (284, 285) Referenc

ia Coeficient

e de Rendimiento Brutoa

Coeficiente de

Decaimientob

Tipo de Agua Residual

Escala de

Planta

Aeración

Temperatura (°C)

Edad de

Lodos (días)

Cálculo Remoción de DBO5

25 0.5 0.055 Efl. Primario Lab. Aire 19 - 22 2.8 - 22 Influente

26 0.7 0.04 Efl. Primario PilotoOxígen

o no esp. 1 - 4

Infl. menos efluente

26, 27 0.67 0.06 Efl. Primario Real Aire 18 - 27 1.2 - 8


28, 29 0.73 0.075 Efl. Primario Piloto Aire 10 - 16 1 - 12


30 0.94 0.14

Efl. Prim. (agua

residual incluye

licores del desaguado Piloto Aire 15 - 20 0.5 - 8

Infl. menos efluente soluble

31 0.73 0.06 Efl. Primario PilotoOxígen

o 18 - 22 2.5 - 17


32 0.5

no calc. (despreciabl

e) Efl. Primario (base militar) Piloto Aire 0 - 7

Granded Influente

12 0.74 0.04

Efl. Primario (mucha

industria) PilotoOxígen

o 17 - 25 2.1 - 5


30 1.57 0.07

Crudo desarenado incluyendo

licores desaguado Piloto Aire 15 - 20 0.6 - 3


33 1.825 0.20 Crudo

desarenado Lab. Aire 4 - 20 1 - 3

Infl. sol. menos efl.

soluble

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Referencia

Coeficiente de

Rendimiento Brutoa

Coeficiente de

Decaimientob

Tipo de Agua Residual

Escala de

Planta

Aeración

Temperatura (°C)

Edad de

Lodos (días)

Cálculo Remoción de DBO5

34 0.65 0.043 Crudo

desarenado Lab. Aire 20 - 21 11 y

másd


34 0.70 0.048 Crudo

desarenado Lab. Aire 20 - 21 Grand

ed


34 0.54 0.014 Crudo

desarenado Real Aire No esp. Grand

ed


35 1.1 0.09 Crudo Real Aire No esp.

1.1 - 2.4


a - Coeficiente de rendimiento bruto Y, kg SSV/kg DBO5. b - Coeficiente de decaimiento kd, días-1. c - Tiempo medio de residencia celular o edad del lodo θm, medido como masa de SSV del licor mezclado dividido entre la producción de sólidos biológicos Px. Note que los coeficientes pueden ser un tanto diferentes si el inventario total de SSV del sistema (SSV del licor mezclado más SSV del clarificador) es utilizado en lugar del valor de los SSV del licor mezclado exclusivamente. d - aeración extendida. Nota: Todos los valores en este cuadro son para una ecuación del tipo Px = Ysr - kdM (Ec. 1-1). Para calcular Et, se deberá utilizar un valor pequeño como 10 mg/l de SST. a1) Efecto de la Edad del Lodo y Relación de F/M La ecuación 1-1 se puede reacomodar para mostrar el efecto de la edad del lodo (θm). Px = (Y)(Sr)/[1 + (kd)(θm)] (1-3) donde θm = M/Px = edad del lodo, días. Similarmente, la ecuación 1-1 se puede reacomodar para mostrar el efecto de la relación de F/M: Px = (Y)(Sr) - [(kd)(Sr)/(C2)(F/M)] (1-4) donde: C2 = coeficiente para igualar unidades de Sr y "F" en F/M; si Sr es la DBO5 removida (influente menos efluente), entonces C2 es la eficiencia de remoción de DBO5, cerca de 0.9; F/M = relación de alimento a microorganismos; = DBO5 aplicada diariamente/SSV (masa) en el sistema.

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A medida que la θm aumenta y F/M disminuye, la producción de sólidos biológicos Pr disminuye. El manejo de lodos es costoso, y los costos se pueden reducir utilizando altos valores de θm o bajos valores de F/M. Sin embargo, existen factores de costos que se compensan, tales como incrementos en el volumen equerido de tanque de aeración, requerimientos de oxígeno para el sistema biológico aerobio, etc. También, a medida que cambia la estación del año, puede cambiar el θm y F/M óptimo para una eficiencia máxima de tratamiento del agua residual. Por consiguiente, es deseable poder operar en un ámbito de condiciones. Obviamente, se requieren cálculos de tanteos para establecer el sistema menos costoso. a2) Efecto de la Nitrificación La nitrificación consiste en la bioxidación del nitrógeno amoniacal y orgánico a nitritos y nitratos. Los procesos estables de nitrificación operan con altas edades de lodos (θm) y baja relación de alimento a microorganismos (F/M). También, los procesos de nitrificación frecuentemente son precedidos por otros procesos que remueven mucha de la DBO5 y SS. Como resultado, el lodo activado en estado de nitrificación generalmente produce menos purga que el proceso convencional de lodos activados. Sin embargo, existe un componente adicional del lodo nitrificante, el rendimiento neto de bacterias nitrificantes, Yn. Este se puede estimar a razón de 0.15 kg de SS por kg de nitrógeno total Kjeldahl (orgánico más amoniaco) removido (314). La Yn varía con la temperatura, pH, oxígeno disuelto y tiempo de residencia celular. Sin embargo, no son requeridas mediciones detalladas de Yn para el diseño de las instalaciones de lodos debido a que la producción de bacterias nitrificantes es pequeña. En procesos de nitrificación de una sola etapa, las cifras de producción de lodo también deberán incluir los sólidos producidos por la oxidación carbonosa, calculada a la �m y F/M del sistema nitrificante. a3) Efecto de la Composición del Substrato El tipo de agua residual que es alimentada al proceso de lodos activados tiene mayor influencia sobre los coeficientes de producción bruta (Y) y decaimiento (kd). a4) Efecto de la Concentración de Oxígeno Disuelto Concentraciones muy bajas de OD - por ejemplo, 0.5 mg/l - en sistemas convencionales de lodos activados parecen incrementar la producción de sólidos, aun cuando otros factores se mantienen constantes (315). Sin embargo, no existe una clara definición de la producción de sólidos con niveles más altos de OD. a5) Efecto de la Temperatura

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Los coeficientes Y (rendimiento bruto) y kd (decaimiento) están relacionados a la actividad biológica y, por tanto, pueden variar debido a la temperatura del agua residual. Se recomiendan los siguientes lineamientos:

• Las temperaturas del agua residual dentro del ámbito de 15°C a 22°C se pueden considerar como un caso base. En este ámbito no es necesario hacer correcciones de temperatura. Cualquier variación en los coeficientes del proceso dentro de este ámbito de temperatura será probablemente pequeña en comparación con los efectos de otros factores.

• Si la temperatura del agua residual está dentro del ámbito de 10°C a 15°C se

deben utilizar los mismos valores de kd, que en el caso de 15°C a 22°C , pero el valor de Y se debe incrementar en un 26 por ciento.

• Si la temperatura del agua residual está abajo de 10°C, se debe esperar

mayor producción de lodo (323), pero la cantidad no puede ser estimada con precisión a partir de los datos disponibles. Bajo dichas condiciones, se requieren estudios a nivel piloto del proceso.

• Si la temperatura del agua residual está arriba de 22°C, se pueden utilizar los

valores de los coeficientes para el ámbito de 15°C a 22°C. El diseño puede resultar un tanto conservador.

b) Cálculo de la Tasa Pico de Producción del Lodo Activado Purgado La producción pico de sólidos se presenta debido a combinaciones desfavorables de los elementos en las ecuaciones 1-1, 1-3 y 1-4, presentadas con anterioridad: Px = (Y)(Sr) - (kd)(M) (1-1)

Px = (Y)(Sr)/[1 + (kd)(θm)] (1-3) Px = (Y)(Sr) - [(kd)(Sr)/(C2)(F/M)] (1-4) Todas estas ecuaciones predicen que la producción de sólidos (Px) aumenta con incrementos en Sr y F/M y disminuye con incrementos en la masa de microorganismos y θm. Px también aumenta si el coeficiente de rendimiento bruto (Y) se incrementa o si el coeficiente de decaimiento (kd) disminuye. Cada uno de estos factores que tienden a incrementar Px se presentan, dentro de ciertos límites, en la práctica. Para calcular la producción pico de sólidos, se deben suponer las siguientes condiciones:

• Remoción pico de substrato (Sr). Si se mantiene una alta eficiencia de tratamiento biológico del agua residual a una carga pico de contaminantes, entonces Sr representa la remoción de orgánicos a carga máxima. Si Sr es calculada en base a la remoción de DBO5, entonces se debe utilizar la

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máxima remoción de DBO5. La duración del pico de producción de sólidos corresponderá a la duración del pico de carga.

• Valor mínimo de θm o máximo de F/M. Esto permite al operador seleccionar

θm o F/M para obtener el efluente mejor posible. La condición promedio de diseño puede ser F/M = 0.3, pero el operador puede obtener mejores resultados a una F/M = 0.5 en el caso de condiciones específicas en una planta de ratamieno determinada.

• Valor máximo probable de Y.

• Valor mínimo probable de kd.

Además, se deberá dar holgura en caso de que la temperatura del agua residual sea menor de 15°C durante la carga pico. Reducciones en el inventario de sólidos constituyen otro tipo de condición inestable que debe ser anticipada. Ocasionalmente es necesario que el operador de la planta reduzca la masa de microorganismos (M) en el proceso de tratamiento líquido mediante la purga de lodo activado. La purga de lodo activado ayuda al operador a mantener una F/M constante ante reducciones en la carga de DBO5. La purga de lodo activado también permite al operador sacar de servicio tanques de aeración, clarificadores, etc., para limitar los sólidos en los clarificadores, y evitar una mayor pérdida de sólidos en el efluente e inhibir el crecimiento de microorganismos indeseables, tales como los actinomicetos que provocan natas (327). Además, al reducir M, el operador puede con mayor facilidad optimizar la biofloculación, así minimizando los sólidos en el efluente, y puede controlar los requerimientos de aire u oxígeno. Para plantas de tratamiento sin variaciones importantes conocidas de DBO5 y SS, se debe dar una holgura al diseñar las instalaciones para el manejo de sólidos, que permita purgar un dos por ciento adicional de M por día, con una duración de hasta dos semanas. Para plantas con variaciones mayores en la carga estacional, se debe incluir holgura para la purga de un cinco por ciento adicional de M por día, con una duración de hasta dos semanas. Una holgura similar se debe dar en plantas que practican la nitrificación sólo durante una parte del año. Finalmente, para plantas con variaciones mayor de entre semana al fin de semana, de más del 2:1 en carga de DBO5, y con relaciones de F/M medianas a altas, mayores de 0.3 durante las cargas altas, la holgura deberá ser de un día de purga de lodos de hasta un 25% de M. La planta también deberá ser capaz de manejar la purga de un cinco por ciento de M por día, con una duración de hasta dos semanas. Como la reducción del inventario no es practicada normalmente durante los periodos pico, las capacidades de holgura mencionadas arriba deberán ser adicionadas a la producción media de sólidos. La tasa máxima de producción de lodo activado se determina en función de lo que sea mayor: producción durante cargas pico o la suma de la producción media más la holgura para reducción del inventario.

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Ocasionalmente, el lodo es purgado de tal forma que la M aumenta a veces y disminuye en otras. El uso de dichos patrones aumenta la tasa máxima a la cual se deberá remover el LAP. c) Medición de los Coeficientes de Rendimiento de Lodos Estudios a nivel piloto y registros de operación a escala real pueden proporcionar mejores datos para establecer los criterios de diseño de producción de lodos, que cualquier compilación general de datos de otros sitios. La medición de los coeficientes de rendimiento de lodo son de dos tipos básicos. Primero, tanto el rendimiento bruto Y el decaimiento kd pueden ser determinados. Segundo, se pueden utilizar exclusivamente los valores de rendimiento neto observados. Las ecuaciones 1-1, 1-3 y 1-4 son utilizadas cuando se espera que la relación F/M y la edad del lodo, θm, vayan a variar en la planta. Para utilizar estas ecuaciones, es necesario determinar los dos coeficientes de rendimiento de lodo, Y y kd. Para establecer estos dos coeficientes, se debe medir la producción de sólidos bajo por lo menos dos diferentes condiciones de F/M y θm. La Ecuación 1-1 se puede reacomodar: Px/M = Y (Sr/M) - kd (1-5)

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donde: Px/M = tasa de crecimiento neto = 1/θm días-1, Sr/M = kg DBO5 removidos por día/kg SSV. Esta ecuación representa una relación básica de línea recta entre Px/M y Sr/M. Para cada condición de operación, Px/M y Sr/M son calculadas y graficadas, y se traza una línea recta por los puntos. La pendiente de esta línea representa el coeficiente de rendimiento (Y) y la intersección el coeficiente de decaimiento (kd). En la figura 1.1 se puede apreciar el procedimiento. Si las condiciones de diseño de Sr/M o θm son conocidas y si la producción de sólidos se puede medir bajo estas condiciones, entonces no es necesario determinar los dos coeficientes Y y kd. Sólo será necesario calcular el rendimiento neto observado. Las ecuaciones 1-1 y 1-3 se reacomodan para mostrar: Yobs = Px/Sr = Y - kd/(Sr/M) = Y/[1 + (kd)(θm)] (1-6) donde: Yobs = coeficiente neto de rendimiento, = kg SSV producidos/kg substrato removido (DBO5)

Figura 1.1. Curvas de crecimiento neto.

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Los coeficientes de rendimiento neto con frecuencia se reportan en la literatura. Son aplicables directamente sólo bajo las condiciones de Sr/M y θm que se presentaron durante los experimentos; no tienen significado a menos que también se mida Sr/M o �m. Para la obtención de datos de plantas piloto o instalaciones existentes para ser utilizados en establecer los coeficientes de rendimiento de lodo, se deben tomar varias precuaciones. Se debe utilizar el control automático de oxígeno disuelto (OD) en la prueba o se debe proporcionar aire u oxígeno en exceso para asegurar que la concentración de OD en el licor mezclado está arriba de 2.0 mg/l en todo momento. Los datos de temperaturas muy distintas no se deben graficar en la misma figura para determinar Y y kd. En su lugar, los datos de cada ámbito de temperatura deberán ser utilizados para determinar Y y kd en cada ámbito. Cada condición de Sr/M y θm se debe mantener el suficiente tiempo para obtener una operación estable. Para asegurar la estabilidad del sistema, un periodo equivalente a tres veces la edad del lodo debe transcurrir entre cada prueba. Se deberá utilizar el término Inv en la ecuación 1-2 para corregir los efectos de las corrientes colaterales. Se debe registrar el porcentaje de sólidos volátiles producidos. Esto será útil al calcular los sólidos totales en el lodo. d) Ejemplo: Determinación de la Producción de Lodo Biológico Este ejemplo ilustra el uso de los factores de rendimiento y decaimiento. La figura 1.2 muestra un diagrama de flujo para una planta hipotética. El problema consiste en preparar una estimación inicial de la carga al espesador del lodo activado purgado. La tabla 1.4 contiene la información requerida para este cálculo, incluyendo las cargas promedio y máxima diaria y las características de operación del lodo activado. Se supone que el espesador en este ejemplo tendrá que manejar la producción máxima diaria de lodo activado purgado. Cargas pico de menor duración a la producción máxima diaria serán manejadas mediante almacenamiento de los sólidos suspendidos adicionales en los tanques de aeración. Para los propósitos de este ejemplo, los procesos de tratamiento de lodos tales como digestión, desaguado, desinfección, acondicionamiento térmico y químico no han sido identificados. Dependiendo de la selección y diseño de los procesos de tratamiento de los lodos, las cargas de recirculación de dichos procesos pueden tener un efecto importante sobre la cantidad de lodo activado purgado y lodo primario que deberá ser procesado. Al ser conocidos, los orgánicos degradables (DBO5) y la fracción no volátil de las corrientes colaterales deberá ser agregada a los factores de remoción de substrato (Sr) y sólidos suspendidos no volátiles (Inv). Cálculos posteriores en las ecuaciones 1-1 y 1-2 tienen el propósito de obtener un balance de masa de lodo, que incluye el efecto de la recirculación de las corrientes colaterales.

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TRATAM IENTOPRELIM INAR

SEDIM ENTACIONPRIM ARIA

TANQUES DEAEREACION

CLARIFICADORESFINALES

DESECHOSDOM ESTICOS YCOM ERCIALES

ARENA

RECIRCULACION

LODOPRIM ARIO

DESINFECCIONY DESCARGA

ESPESADOR DE LODO

TRATAM IENTO DE LODO

LODO PARA REUSO ODISPOSICION

RECIRCULACION

LODO ACTIVADOPURGADO A SERCALCULADO

LO DOACTIVADORETO RN ADO

EXTRACCIO N DELCLARIFICADOR

Figura 1.2. Diagrama para ejemplo de cantidad de lodo.

Tabla 1.4. Datos de diseño para el ejemplo de produccion de lodos.

Gasto Influente, m³/d Eficiencia de Captura de Lodo Espesado Descripción Valor Descripción Valor Promedio diario 18,900 Promedio, % 95 Máximo diario 36,000 Máximo diario, % 85 DBO5 Influente, mg/l Relación de F/Ma Promedio diario 190 Promedio 0.3 Máximo diario 160 Máximo 0.5 Sólidos Suspendidos en Influente, mg/l Temperatura del Agua Residual Promedio diario 240 Promedio, °C 18 Máximo diario 190 Mínimo, °C 10 Remoción de DBO5 en Sedimentación Primaria, %

Oxígeno Disuelto en Tanques de Aeración, mg/l

Promedio diario 35 Promedio 2.5 Máximo diario 25 Máximo 2.0 Control: Automático Remoción de Sól. Susp. en Sed. Primaria

Límites Máximos Efluente Promedio de 30 días

Promedio diario 65 DBO5, mg/l 30 Máximo diario 50 Sól. Susp., mg/l 30

Datos de Prueba para Prod. de Sólidos

Ningunob

a - kg DBO5 aplicada diariamente / kg SSV licor mezclado b - Datos de otras plantas tendrán que ser utilizados. Nota: Las concentraciones del máximo diario de DBO5 y Sólidos Suspendidos influentes reflejan la dilución del promedio diario debido al mayor gasto presente.

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Paso No. 1. Determinar la carga de DBO5 al proceso de lodos activados. Carga promedio diaria de DBO5: 18,925 m³/d x 190 mg/l x (1 - 0.35) = 2,337 kg/día Carga máxima diaria de DBO5: 35,958 m³/d x 160 mg/l x (1 - 0.25) = 4,315 kg/día Paso No. 2. Determinar M, la masa de microorganismos. Promedio: F/M = DBO5 aplicada por día/ SSV en el sistema = 0.3 M = 2,337/0.3 = 7,790 kg SSV Máximo diario: F/M = 0.5 M = 4,315/0.5 = 8,630 kg SSV Paso No. 3. Determinar Y, el coeficiente de rendimiento bruto, y kd, el coeficiente de decaimiento. No hay datos de prueba disponibles para este desecho, por lo cual será necesario estimar en base a pruebas con otros desechos. Para las condiciones promedio, utilice los datos de Los Angeles del cuadro 1-3 (304): Y = 0.67 kg SSV formado por kg de DBO5 removida; kd = 0.06 día-1. Para condiciones máximas, utilice una temperatura mínima de 10°C, que produce el valor máximo de Y. Utilice el factor de correción de la sección 1.3.2.2.b, que incrementa Y en un 26 por ciento. Ymáx = 0.67 x 1.26 = 0.84; no ajuste kd Paso No. 4. Determine Sr (remoción de substrato) en unidades similares a Y. Remoción de substrato promedio diario: DBO5 aplicada 2,337 kg/día DBO5 efluente (suponga 10 mg/l*) - 189 kg/día Total removido por día 2,148 kg/día Remoción de substrato máxima diaria: DBO5 aplicada 4,315 kg/día DBO5 efluente (suponga 10 mg/l*) - 360 kg/día Total removido por día 3,955 kg/día

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* Considere una DBO5 efluente de 10 mg/l, aunque a la planta se le permita descargar 30 mg/l. Las plantas de lodos activados pueden con frecuencia lograr una DBO5 efluente de 10 mg/l. Se deberá proporcionar capacidad de manejo de lodos para dichas condiciones. Paso No. 5. Determine Px, la producción de sólidos biológicos. Utilice la ecuación 1-1 de la sección 1.3.2.2.b: Px = (Y)(Sr) - (kd)(M) (1-1) Promedio: 0.67 kg SSV producidos/kg DBO5 removida x 2,148 kg/día DBO5 rem. - (0.06 día-1) (7,790 kg SSV) = 972 kg SSV producidos por día Máximo diario: (0.84)(3,955) - (0.06)(8,630) = 2,804 kg SSV producidos/día Paso No. 6. Calcule Inv (sólidos suspendidos no volátiles alimentados al proceso de lodos activados). Promedio diario de sólidos suspendidos no volátiles: 18,925 m³/d x 240 mg/l x (1 - 0.65)(0.25*) = 397 kg/día Máximo diario de sólidos suspendidos no volátiles: 35,958 m³/d x 190 mg/l x (1 - 0.50)(0.25*) = 854 kg/día * - Se supone un 25% de fracción de sólidos suspendidos no volátiles. Paso No. 7. Calcule Et (sólidos suspendidos en el efluente). Promedio: 18,925 m³/d x 10 mg/l = 189 kg/día Máximo diario: 35,958 m³/d x 10 mg/l = 361 kg/día Paso No. 8. Calcule la producción de lodo activado purgado (LAPt) De la Ecuación 1-2: LAPt = Px + Inv - Et (1-2)

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LAPt = 972 + 397 - 189 = 1,180 kg/día Máximo diario: LAPt = 2,804 + 854 - 361 = 3,297 kg/día Paso No. 9. Calcule la holgura para reducción de inventario. Holgura reducción de inventario = (0.02)(7,790) = 156 kg/día En el presente caso, la holgura para reducción de inventario puede pequeña. Considere el 2% de M por día. Los 156 kg/d calculados son mucho menores a la diferencia entre la producción promedio y máxima diaria de lodo activado purgado (Paso No. 8); por consiguiente, si se proporciona capacidad para la máxima producción de sólidos, entonces habrá suficiente capacidad para la reducción de inventario. No es necesario reducir el inventario durante las cargas pico. e) Interacción de los Cálculos de Rendimiento y el Diagrama de Flujo Cuantitativo (DFC) El ejemplo anterior demuestra la técnica para calcular la producción de sólidos, sin considerar la recirculación de las corrientes colaterales. El DFC considera los efectos de la recirculación de las corrientes colaterales. Antes de poder elaborar el DFC para los procesos de tratamiento biológico, se tiene que hacer una estimación de la destrucción o síntesis neta de sólidos. La relación entre los sólidos que entran y salen de la unidad biológica se establece mediante el parámetro Xd, que se define como la destrucción neta de sólidos por unidad de sólidos que entran al reactor biológico. Los datos y cálculos del ejemplo anterior permiten hacer una estimación inicial de Xd. Para gasto promedio: 1. Sólidos que salen de la unidad biológica = Px + Inv = 972 + 397 = 1,369 kg/día. 2. Los sólidos que entran a la unidad biológica son iguales a los sólidos en el efluente primario, que pueden ser calculados de los datos en el cuadro 1-3. Sólidos efluente primario = (1-0.65) (240) (18,925) = 1,590 kg/día. 3. Destrucción neta de sólidos = sólidos influente - sólidos efluente = 1,590 - 1,369 = 221 kg/día. 4.Xd = 221/1,590 = 0.139 Para gasto máximo diario:

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1. Sólidos que salen de la unidad biológica = Px + Inv = 2,804 + 854 = 3,658 kg/día. 2. Los sólidos que entran a la unidad biológica son iguales a los sólidos en el efluente primario, que pueden ser calculados de los datos en el cuadro 1-3. Sólidos efluente primario = (1-0.5) (190) (35,958) = 3,416 kg/día. 3. Destrucción neta de sólidos = sólidos influente - sólidos efluente = 3,658 - 3,416 = 242 kg/día. 4. Xd = 242/3,416 = 0.071 Una vez que se conoce Xd, se puede realizar el cálculo del DFC. Después de concluir el cálculo del DFC, se pueden hacer nuevas estimaciones para Px e Inv, en base a la información derivada del cálculo del DFC. Por ejemplo, si el cálculo del DFC establece que las cargas de recirculación son importantes, puede ser necesario modificar las estimaciones de Sr e Inv y calcular nuevos valores para Px e Inv. f) Concentración del Lodo Activado Purgado El volumen del lodo producido por el proceso es directamente proporcional al peso seco e inversamente proporcional al espeso o cencentración de sólidos en la corriente de purgado de lodos. Los valores de concentración de lodos activados purgados pueden variar, en la práctica, desde 1,000 hasta 30,000 mg/L de SS (0.1 a 3% SS). Una variable importante que puede afectar la concentración del lodo activado purgado consiste en le método de purgado del lodo. En la figura 1.3 se muestran diferentes métodos. Los sólidos del lodo se pueden purgar directamente de la extracción del clarificador. La purga de sólidos a partir del licor mezclado puede mejorar el control del proceso (279, 312). En este caso, el lodo se purga del proceso de lodos activados a la misma concentración que los sólidos suspendidos del licor mezclado, del orden de 0.1 a 0.4%. Esta baja concentración puede ser una desventaja debido al gran volumen de licor mezclado que se tiene que remover para obtener la purga deseada en base al peso seco de los sólidos. Normalmente el lodo se purga directamente de la extracción del clarificador, debido a que la cocentración del lodo es mayor que en el licor mezclado. Las descripciones subsecuentes en esta sección se hacen en base a la purga del lodo directamente de la extracción del clarificador. f1) Estimación de la Concentración del Lodo Activado Purgado Los dos principales factores que afectan la concentración del lodo activado purgado son la sedimetabilidad del lodo y la tasa de carga de sólidos al tanque de sedimentación. Estos dos factores han sido considerados en detalle en el desarrollo de los procedimientos del flujos de sólidos para predecir la concentración del lodo activado en la extracción del clarificador (328). f2) Factores que Afectan la Concentración de Extracción

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Varios de los factores que afectan la sedimentabilidad del lodo y la carga al clarificador incluyen:

• Características biológicas del lodo. Estas características pueden ser controladas parcialmente manteniendo una edad media de lodo o de relación F/M. Altas concentraciones de organismos filamentosos se pueden presentar a veces en el lodo activado. La reducción de estos organismos mediante el control de la edad del lodo o F/M ayuda a producir una extracción del clarificador más concentrada.

• Temperatura. A medida que se reduce la temperatura del agua residual, la

concentración máxima obtenible en la extracción del clarificado Cu también se reduce como resultado del incremento en la densidad del agua. Además, la temperatura puede afectar las propiedades de sedimentación del lodo.

• Flujo de sólidos. El flujo de sólidos es la carga de sólidos proveniente del licor

mezclado divifdida entre el área del clarificador (por ejemplo, kg/día/m²). Mayores tasas de flujos de sólidos requieren que los clarificadores sean operados a menores concentraciones de sólidos.

• Límites del equipo de recolección de lodos. Debido a la naturaleza

pseudoplástica y viscosa del lodo activado purgado, algunos de los colectores y bombas de lodo disponibles no son capaces de una operación contínua y confiable cuando Cu excede los 5,000 mg/L.

• Sólidos suspendidos pesados en el lodo. Si el agua residual cruda, en vez del

efluente de la sedimentación primaria, es alimentada al proceso de lodos activados, normalmente resultan valores mas altos de Cu. Los químicos adicionados al agua residual para la remoción de fósforo y sólidos suspendidos pueden afectar similarmente el valor de C. Sin embargo, dichos sólidos adicionales también incrementan la carga de sólidos al clarificador.

g) Otras Propiedades del Lodo Activado La tabla 1.5 contiene varias mediciones reportadas de la composición y propiedades de los sólidos de lodos activados. Al comparar la tabla 1.5 con la tabla 1.2 de lodo primario, el lodo activado contiene mayor cantidad de nitrógeno, fósforo y proteína; las grasas, aceites y celulosa, así como la gravedad específica son menores.

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Figura 1.3. Metodos de purgado de lodos.

23

Tabla 1.5. Caracteristicas de los lodos activados.

Característica Ambito de Valores

Valores Típicos Comentarios Referencia

pH 6.5 - 8

--

5.5

Puede ser menor en sistemas de oxígeno puro o si empieza la di-

gestión anaerobia. Baltimore, Maryland

330, 331

332 Valor de calentamiento, Btu/lb

(kJ/kg) -- 6,540

(15,200) Aumenta con el contenido porcentual

de volátiles. 333 Gravedad específica de partículas

individuales de sólidos -- 1.08

Gravedad específica bruta -- 1.0+7x10-

8xC C es la concentración de sólidos

suspendidos, en mg/l. 334

Color -- Café

Se ha notado algún lodo gris. El lodo activado se vuelve negro con la

descomposición anaerobia. -- Relación DQO/SSV -- 2.17 335

Relación Carbono/Nitrógeno

-- -- -- -- --

12.9 6.6

14.6 5.7 3.5

Baltimore, Maryland Jasper, Indiana

Richmond, Indiana Southwest plant, Chicago, IL

Milwaukee, Wisconsin (secado con calor)

332 332 332 332 332

Carbono orgánico, % por peso de sólidos secos

17 - 41 23 - 44

-- --

Zurich, Suiza Cuatro plantas

305 332

Nitrógeno, % por peso de sólidos secos (como N)

4.7 - 6.7 -- 2 4 - 5.0

-- 5.6 -- 6.0

Zurich, Suiza Chicago, Illinois Cuatro plantas Milwaukee, Wisconsin

305 336 332 336

Fósforo, % por peso de sólidos secos como P2O5 (divida entre 2.29 para obtener P)

3.0 - 3.7 -- 2.8 - 11 --

-- 7.0 -- 4.0

Zurich, Suiza Chicago, Illinois Cuatro plantas Milwaukee, Wisconsin

305 336 332 336

Potasio, % por peso de sólidos secos como K2O (divida entre 1.20 para obtener K)

0.5 - 0.7 -- --

-- 0.56 0.41

Zurich, Suiza Chicago, Illinois Milwaukee, Wisconsin

305 336 336

Sólidos volátiles, % por peso de sólidos secos (% como ceniza es 100 menos % volátil)

61 - 75 -- 62 - 75 59 - 70 --

-- 63 -- -- 76 88

Zurich, Suiza Cuatro plantas Renton, Washington (Seattle Metro) promedio de 1976. San Ramón, California (Valley Community Services District), promedio de 1975.

305 335 337 332 -- --

Sólidos volátiles (cont.) -- 81 Central plant, Sacramento County, CA, julio 1977 a junio 1978, promedio.

--

Grasas y aceites, % por peso seco de sólidos

5 - 12 -- Extracto en éter 338

Celulosa, % por peso seco de sólidos

7 Incluye lignina 337

Proteína, % por peso seco de sólidos

32 - 41 -- -- 338

Varios tipos de microorganismos están presentes en grandes cantidades en el lodo activado. Las bacterias formadoras de flóculos (zoogleas) incluyen especies de Zoogloea, Pseudomonas, Arthrobacter y Alcaligenes. El lodo activado también contiene microorganismos filamentosos como Sphaerotilus, Thiothrix, Bacilus y

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Beggiatoa (339). Varios tipos de protozoarios están presentes, incluyendo ciliados y flagelados. 1.3.2.3.Filtros Biológicos Los filtros percoladores son utilizados ampliamente en el tratamiento de las aguas residuales municipales. Esta sección trata sobre los filtros percoladores utilizados con clarificadores. Cuando no se utiliza un clarificador, el efluente del filtro percolador normalmente es alimentado a un proceso de lodos activados. a) Cálculo de la Producción de Lodo de Filtros Biológicos - Base Peso Seco Los microorganismos de los filtros percoladores son bioquímicamente similares a los que predominan en los sistemas de lodos activados. Por consiguiente, la producción de sólidos de los filtros percoladores y sistemas de lodos activados es muy similar cuando se compara en base a masa de sólidos producidos por masa de substrato removido. Sin embargo, existen diferencias entre los dos sistemas con respecto a la metodología para la predicción de la producción de sólidos y el esquema para el purgado de lodo. Los métodos empíricos son normalmente utilizados para el diseño. La tabla 1.6 presenta los rendimientos de lodo observados en varias plantas de tratamiento y en un estudio a largo plazo a nivel piloto. Estos datos principalmente están basados en filtros que han recibido cargas altas.

Tabla 1.6. Produccion de solidos en filtros percoladores Producción Unitaria de Sólidosa

Planta

Base DBO5 Totalb

Base DBO5IT-ESc

Base DQO

IT-ESd Base SSeBase SSVf

% Sólidos Volátiles

Carga DBO5g Medio Referencia

Stockton, Californiah Promedio 13 meses 0.74 0.67 0.43 1.00 0.94 77 0.43 Plástico, 6342

Mes más alto 1.01 0.92 0.60 1.17 1.08 86 1.17 88.5 m²/m³ (5/76) (5/76, 7/76) (7/76) (6/76, 1/77) (10/76) (8/76, 11/76) (8/76)

Mes más bajo 0.49 0.48 0.30 0.61 0.60 64 0.24 (1/77) (1/77) (1/77) (3/76) (3/77) (3/76, 6/76) (6/76)

Sacramento, Californiah Plástico 343 9 meses sin enlatar

Promedio -- -- -- 1.01 1.00 78 -- Mes más alto -- -- -- 1.09 1.09 83 --

3 meses de enlatado Promedio -- -- -- 1.20 1.24 76 --

Dallas, Texas 0.42 -- -- -- -- -- -- Roca 344 Dallas, Texas 0.65 -- -- -- -- -- -- Roca 344

Livermore, California 1.10i -- -- 1.39 1.51 84 0.91 Roca, 5 a

10 cm 345

San Pablo, California -- -- -- 1.39 -- -- 3.19 Plástico,

95.1m²/m³ 344

Seattle, Washingtonj -- 0.8-0.9 -- 1.0 -- -- 0.5-4.0 Plástico, varios 341

a - Producción de sólidos incluye lodo purgado (extracción de clarificador) y sólidos en el efluente líquido del clarificador.

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b - Masa (kg) de sólidos suspendidos volátiles (SSV) por masa de DBO5 removida. La DBO5 removida en base a mediciones totales (suspendido más disuelto). c - Masa (kg) de SSV por masa de DBO5 removida. La DBO5 removida basada en mediciones de influente total menos efluente soluble (IT-ES). d - Masa (kg) de SSV por masa de demanda química de oxígeno (DQO) removida. Remoción de DQO basada en mediciones de influente total menos efluente soluble. e - Masa (kg) total de sólidos suspendidos (SS) producida por masa de SS aplicada. f - Masa (kg) de SSV producida por masa de SSV aplicada. g - Masa (kg) total DBO5 aplicada por día metro cúbico de medio. h - Las plantas de Stockton y Sacramento tienen una aportación industrial alta entre agosto y octubre de las enlatadoras de frutas y verduras. i - Filtro de desbaste. Para DBO5, la remoción de DBO5 se calculó en base a la DBO5, inf. menos 0.5 veces la DBO5, efl. sin sedimentar. Datos promedio para 1971. j - Estudios piloto. La base SS se encontró que describe bien los datos a través de un amplio ámbito de cargas. El agua residual incluye algo de carga industrial y licores de recirculación del desaguado de lodos digeridos. Las ecuaciones que relacionan la producción de material suspendido en filtros percoladores pueden ser desarrolladas en forma similar a las utilizadas en la predicción de la producción de lodo activado. La principal diferencia radica en el término utilizado para definir la cantidad de microorganismos en el sistema. En estudios a largo plazo sobre el funcionamiento de filtros percoladores, Merrill (341) supuso que la masa total de microorganismos presente en el sistema era proporcional al área superficial del medio. La ecuación resultante para la producción de sólidos volátiles fue: Px = Y' (Sr) - K'd (Am) (1-7) donde, Px = Crecimiento neto de sólidos biológicos (SSV), kg/d; Y' = Coeficiente de rendimiento bruto, kg/kg; K'd = Coeficiente de decaimiento, d-1; Sr = Substrato removido (DBO5), kg/d = DBO5 inf - DBO5 sol. efl.; Am = Area superficial total del medio en el reactor, m² La producción de lodo en el filtro percolador que requiere un manejo posterior puede ser expresado como: LFPP = Px + Inv - Et (1-8) donde, LFPP = Producción de lodos purgados en el filtro percolador, kg/d; Inv = Sólidos suspendidos no volátiles alimentados al proceso, kg/d; Et = Sólidos suspendidos en el efluente, kg/d.

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Los coeficientes Y' y K'd de la ecuación 1-7 se obtienen para determinado sistema calculando la pendiente e intersección de la recta graficada a través de los puntos de datos para Px/Am contra Sr/Am. Los datos de producción de SSV para tres diferentes medios de filtros percoladores aparecen en la figura 1.4.

Figura 1.4. Datos de produccion de ssv para tres diseños de medios

Para filtros percoladores

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La nitrificación en los filtros percoladores produce la síntesis de bacterias nitrificantes. Sin embargo como en el lodo activado, la cantidad es pequeña. Un valor de 3 mg/L ha sido sugerido con propósitos de diseño (344). Esta cantidad debe ser adicionada a los demás sólidos producidos por el filtro percolador. Los filtros percoladores producen cargas pico de lodo. Estas se pueden deber a variaciones en la carga influente, cambios climatológicos rápidos, y/o factores bioquímicos que provocan el desprendimiento de grandes cantidades de biomasa del medio. La tabla 1.7 muestra algunas variaciones debido tanto a descargas anormales de biomasa como a variaciones de la carga influente. La tabla 1.8, en cambio, muestra solamente la descarga de biomasa. Cada uno de los tres eventos en la tabla 1.8 "ocurrió durante periodos de cargas orgánicas ligeras (0.49 a 0.81 kg/m³/d) que habían sido precedidas por periodos en los cuales se habían aplicado cargas orgánicas extraordinariamente altas (3.48 a 3.81 kg/m³/d) en forma constante (4 a 14 días)" (341). La tabla 1.8 muestra que los sólidos en el efluente son mucho mayores que los sólidos en el influente. Esto es bastante diferente a las condiciones promedio, bajo los cuales los sólidos efluente son más o menos iguales a los sólidos influente.

Tabla 1.7. Variacion diaria del efluente de filtros percoladores stockton. California (342)

Periodo Número de Muestrasa

SST Promedio (mg/l)

Coeficiente de Variaciónb

Relación del Cinco %c

Marzo-Julio 1976 57 144 0.28 1.5 Agosto-Septiembre 1976d 26 187 0.33 1.6

Noviembre 1976 - Marzo 1977 51 149 0.31 1.7 a - Muestras son de efluente de filtros percoladores (antes de sedimentación) sólidos suspendidos totales, refrigeradas compuestas de 24 h. Variaciones de gasto en cada población de muestras fue pequeña; es decir, las relaciones en este cuadro representan variaciones de masa, así como de concentración. b - Desviación estándar dividida entre el promedio. c - Relación entre la concentración de muestras individuales y la concentración promedio. d - Alta carga industrial en agosto y septiembre del enlatado de fruta y verduras. Tabla 1.8. Descripcion de los eventos de desprendimiento de solidos en filtros

percoladores (342) Periodo Duración

(días) Sólidos

Suspendidos (mg/l)

Gasto (lps/m²)

Carga Aplicadac (kg DBO5/

m³/d)

Superficie Específica del Medio(m²/m³)

Influente Efluente Influentea Recirculaciónb Octubre 22-26,

1976 5 114 256 0.30 1.40 0.53 88.6d Agosto 5-6, 1977 2 132 289 0.43 1.06 0.80 88.6d Julio 31 - Agosto

5, 1977 6 147 222 0.43 1.06 0.80 Graduadoe

a - Gasto de agua residual influente dividido entre el área de la sección del filtro. b - Gasto de recirculación (del efluente del filtro percolador) dividido entre el área de la sección del filtro.

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c - En base a gasto influente. d - Medio plástico en hojas, 6.71 m de profundidad. e - Medio plástico en hojas, 6.71 m de profundidad; superficie específica varió entre 82 m²/m³ en la parte superior del filtro a 141 m²/m³ en el fondo. Especialmente, en filtros de baja tasa existen variaciones estacionales en la producción de sólidos. "La biomasa tiende a acumularse en el filtro durante el invierno y en la primavera existe una tendencia a descargarla, cuando la actividad de los microorganismos se incrementa de nuevo" (324). La cantidad de sólidos que requieren tratamiento depende de la eficiencia de la sedimentación, que normalmente es del 40 al 50% con respecto a la remoción de sólidos suspendidos. La eficiencia de la sedimentación es mejorada mediante un diseño cuidadoso, cargas ligeras, sedimentadores de tubo, y coagulación y floculación (295, 341). b) Concentración del Lodo de Filtros Biológicos Las cargas del lodo de filtros percoladores sobre los tanques de sedimentación secundaria normalmente son bajas - de 5 a 10% de las cargas de sólidos observadas en los tanques de sedimentación del proceso de lodos activados. El lodo de los filtros percoladores también tiene mejores propiedades para el espesamiento que el lodo activado. Por consiguiente, el lodo de filtros percoladores puede ser extraído a una concentración mucho mayor que el lodo activado purgado. Los datos de concentración se resumen en la tabla 1.9.

Tabla 1.9. Concentracion del lodo de filtros percoladores extraido de los clarificadores finales.

Tipo de Lodo Por ciento de Sólidos Secos

Comentarios Referencia

Filtro percolador, exclusivamente

5 - 10

7 7 3

3 - 4 4 - 7

Depende del tiempo de residencia de sólidos en

el filtro

346 290 347 347 348 279

Filtro percolador, combinado con primario-

crudo

3 - 6 279, 346

El método de flujo de sólidos para predecir la concentración de lodos puede ser utilizado en filtros percoladores (329). Este método requiere la medición de la velocidad de sedimentación incial de los sólidos contra la concentración de sólidos. Dichas relaciones han sido reportadas para por lo menos un proceso de filtros percoladores (341).

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c) Propiedades - Lodo de Filtros Biológicos La tabla 1.10 contiene algunos análisis de las propiedades del lodo de filtros percoladores. La población microbiana que habita un filtro percolador es compleja e incluye muchas especies de algas, bacteria, hongos,protozoarios, gusanos, caracoles e insectos. Las moscas de filtros y sus larvas frecuentemente están presentes en grandes números alrededor de los filtros percoladores.

Tabla 1.10. Composicion del lodo de filtros percoladores

Propiedad Valor Comentarios Refe-rencia

Contenido volátil, por ciento de sólidos totales 64 - 86 Ver Cuadro 1-6 -- Nitrógeno, por ciento de sólidos totales 1.5 - 5 Depende del tiempo de alma- 346

2.9 cenamiento del lodo en el fil- 348 2.0 Tro 290

Fósforo como P2O5, por ciento de 2.8 348 sólidos totales 1.2 290

Aceites, por ciento de sólidos totales 6 Soluble en éter 290

Grasas, por ciento de sólidos totales 0.03 Película biológica de prueba cultivada en efluente primario 249

Gravedad específica de partículas 1.52 350 individuales sólidas 1.33 279

Gravedad específica bruta (húmeda) 1.02 290 1.025 279

Color Gris café 290 Negro 341

1.3.2.4.Lodo de Reactores Biológicos Giratorios Los reactores biológicos giratorios (biodiscos) son utilizados con el mismo propósito básico que los lodos activados y filtros percoladores: para remover DBO5 y SS y, cuando necesario, para nitrificar. El proceso de biodiscos utiliza un tanque en el cual el agua residual, normalmente efluente primario, es contactada con un medio plástico en forma de grandes discos. Las bacterias crecen sobre los discos. Los discos giran lentamente sobre ejes horizontales; las bacterias son alternadamente sumerjidas en el agua residual y expuestas al aire. El exceso de bacterias se desprende de los discos y cae al agua residual. Después de hacer contacto con las bacterias, el agua residual pasa a un tanque de sedimentación, donde el excedente de bacterias y otros sólidos son removidos. Estos sólidos removidos constituyen el lodo de los biodiscos. El lodo de biodiscos es similar en cantidad por peso seco, contenido de nutrientes y otras características, al lodo de filtros percoladores.

30

1.3.2.5.Lodos Conjuntos de Crecimientos Fijos y Suspendidos Estos procesos duales normalmente se instalan donde se requiere nitrificación o es necesario tratar desechos fuertes. El reactor de crecimientos fijos es un filtro percolador o un biodisco. Su fin es el de reducir la carga sobre el proceso de crecimiento suspendido. El proceso de crecimiento suspendido utiliza un tanque de aeración y un clarificador final. La recirculación del gasto normalmente se practica alrededor del reactor de crecimiento fijo. El lodo es similar al del proceso de lodos activados, tanto en cantidad como características (282, 344, 345, 354, 355). El lodo caracterizado en la tabla 1.11 contiene algunas partículas de sólidos densos provenientes del reactor de crecimiento fijo. Estas partículas pueden mejorar las características de espesamiento del lodo (355).

Tabla 1.11. lodo procedente de procesos de crecimiento combinado fijo-suspendido.

Proceso Sitio

Producción de sólidos

(kg SST prod./kg DBO5 rem.)

Volátil (%)

Lodo primario mezclado con lodo biológico

Sólidos (%) Volátil (%) Filtro de desbaste más lodo activado

nitrificante Livermore,

CA (68) 0.98 No

especificado 3.3 84 Filtro de desbaste más lodo activado

nitrificante San Pablo,

CA (37) 1.47 78.2 No

especificado No

especificado 1.3.2.6.Lodo de la Desnitrificación La desnitrificación es un proceso biológico para la remoción de nitratos del agua residual. Un donador de electrones, carbono de efluente primario o metanol, es adicionado al agua residual que contiene los nitratos. Las bacterias desnitrificadoras extraen la energía para su crecimiento de la reacción del nitrato con el donador de electrones: Nitrato + Donador de Electrones (estado reducido) → Nitrógeno Gas + Donador de Electrones Oxidado + Energía Las bacterias desnitrificantes pueden crecer en un sistema de crecimiento suspendido similar al de lodos activados o en un sistema de crecimiento fijo como un filtro percolador. La producción de lodos para un desecho común doméstico nitrificado es del orden de 36 mg/l de agua residual tratada (314).

31

2.LODOS QUÍMICOS

2.1.INTRODUCCIÓN En todas estas instalaciones se forman lodos químicos. los precipitados químicos normalmente se mezclan con los sólidos del lodo primario o biológico. A continuación se presenta una breve descripción de los lodos químicos y sus características 2.1.1.Cálculo de la Producción de Lodos Químicos - Base Peso Seco Los químicos pueden incrementar enormemente la producción de lodos. La cantidad del incremento depende de los químicos utilizados y las tasas de adición. No existe una relación sencilla entre la masa de químicos adicionados y la masa de lodos producida. Se generan diferentes tipos de precipitados, como:

• Precipitados de Fosfato. Ejemplos son: AlPO4 o Al(H2PO4)(OH)2 con sales de aluminio, FePO4 con sales de hierro y Ca3(PO4)2 con cal (356, 359, 360).

• Precipitados de Carbonato. Esto es significativo con cal, que forma carbonato

de calcio, CaCO3. Si se utiliza recarbonatación en dos etapas, se forma un lodo recarbonatado de casi CaCO3 puro (361).

• Precipitados de Hidróxido. Con sales de hierro y aluminio, un exceso de sal

forma un hidróxido, Fe(OH)3 o Al(OH)3. Con cal, hidróxido de magnesio, Mg(OH)2, puede ser formado; el magnesio proviene del agua residual influente, de la cal, o de las sales de magnesio.

• Sólidos Inertes de los Químicos. Esta situación se vuelve importante con la

cal. Si la cal viva es un 92% CaO, el ocho por ciento restante puede ser principalmente sólidos inertes que aparecen en el lodo. Muchos químicos suministrados en forma seca contienen cantidades importantes de sólidos inertes.

• Sólidos de Polímeros. Los polímeros pueden ser utilizados como coagulantes

primarios y para mejorar la eficiencia de otros coagulantes. Los polímeros en sí contribuyen poco a la masa total, pero pueden mejorar substancialmente la eficiencia del clarificador, con el consiguiente incremento en la producción de lodo.

• Sólidos Suspendidos del Agua Residual. La adición de cualquier químico al

proceso de tratamiento de aguas residuales afecta la eficiencia del proceso. El cambio en la producción de lodo deberá ser considerada. Las cantidades de los diferentes precipitados en los lodos químicos son determinadas por las condiciones de pH, mezclado, tiempo de reacción, composición del agua y la oportunidad de floculación.

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2.1.2.Propiedades de los Lodos Químicos Las propiedades de los lodos químicos son afectadas principalmente por los compuestos precipitados y los demás sólidos de las aguas residuales. La información acerca de las propiedades específicas de los lodos químicos se encuentra en el capítulo 4 de esta guía. Para obtener un uso eficiente de químicos, se deberán ajustar las tasas de alimentación a los cambios en el gasto y composición del agua residual. 2.1.3.Manejo de Lodos Químicos La mayoría de los procesos de tratamiento de lodos se pueden aplicar con los lodos químicos: espesamiento, estabilización por medio de digestión, incineración, etc. Donde el uso de cal resulta en la formación de carbonato de calcio, puede ser factible recuperar cal mediante recalcinación. El tratamiento terciario con cal es adecuado para la recuperación de cal. Donde la cal es adicionada al agua residual cruda, la recuperación de cal es más difícil, pero de todos modos posible. La recuperación de cal no es 100% eficiente, ya que siempre se pierde una parte con el fosfato, sílice y otros materiales que deben ser removidos del sistema. La recuperación de cal reduce pero no elimina la cantidad de residuo que es necesario disponer. La factibilidad de la recuperación de cal depende del tamaño de la planta, cantidad de carbonato de calcio formada, costo de cal nueva y costo de disposición del lodo (358, 359). 2.1.4.Análisis Elemental de Varios Lodos Como regla general, se puede encontrar casi cualquier cosa en el lodo. En esta sección se describen los elementos traza en todo tipo de lodos. 2.1.4.1.Control de Elementos Traza La extracción de elementos tóxicos del lodo parece ser impráctico; la forma más práctica de reducir sustancias tóxicas es mediante el control en la fuente. Los elementos traza están presentes en los desechos industriales, derrames industriales, fuentes de abastecimiento de agua potable, heces fecales y orina y detergentes. Elementos traza adicionales se derivan de:

• Químicos en soluciones fotográficas, pinturas, tintes y plaguicidas de uso doméstico y comercial.

• Escurrimiento pluviales (esto es particularmente cierto del plomo de la

gasolina).

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• Corrosión de la tubería de distribución de agua potable, que contribuye zinc, cadmio, cobre y plomo (373).

• Las substancias químicas utilizadas en el tratamiento de aguas residuales,

acondicionamiento de lodos, etc. La tabla 2.1 muestra un análisis de cloruro férrico, que es un subproducto industrial (licor de lavado de metales) del tratamiento de los sólidos del agua residual.

Tabla 2.1. Metales en soluciones de cloruro ferrico (374)

Metal Concentración, mg/la Cadmio 2 - 3.5 Cromo 10 - 70 Cobre 44 - 14,200 Hierro 146,000 - 188,000 Níquel 92 - 6,200 Plomo 6 - 90 Plata 2 Zinc 400 - 2,150

a - Se analizaron tres diferentes fuentes de líquido (43% FeCl3). Ocasionalmente, los elementos se pueden convertir de su forma altamente tóxica a una menos tóxica durante el tratamiento del agua residual. El cromo es un buen ejemplo de ello. En su forma hexavalente es altamente tóxico, pero se puede convertir a la forma trivalente, que es menos tóxica durante el tratamiento secundario. 2.1.4.2.Análisis Específicos en Sitio La composición elemental de diferentes lodos difiere de uno a otro. Si los lodos serán reutilizados, deberán ser analizados en cuanto su contenido de varios elementos. La importancia del análisis específico en sitio varía con el tamaño del proyecto, requerimientos reglamentarios, actividad industrial y tipo de reso deseado. Un programa de muestreo deberá reconocer que:

• El lodo en una planta puede contener 100 veces o más de un elemento que el de otra planta.

• Puede haber variaciones importantes entre muestras en la misma planta. Una

sola muestra sencilla puede producir resultados engañosos. Una cuidadosa atención a los procedimientos de muestreo y estadística tiende a reducir la incertidumbre.

• Estimaciones de la contaminación del lodo por elementos traza en base al

análisis del agua residual, normalmente son menos útiles que las estimaciones

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basadas en pruebas sobre los lodos. Sin embargo, si un elemento puede ser medido en el agua residual influente y si el gasto es conocido, entonces la carga (kg/d) puede ser calculada. Con el fin de estimar la contaminación del lodo, es razonable suponer que grandes cantidades traza de cadmio, cobre y zinc aparecen en lodo. El análisis de muestras de lodo y sobrenadante de una laguna facultativa, para lodo, ha mostrado que existe una tendencia de liberar gradualmente níquel y plomo del lodo a la fase líquida (374).

• Las muestras de lodo debieran ser analizadas para su contenido porcentual de

sólidos y volátiles, así como para elementos traza. 2.1.5.Cadmio Debido a que con frecuencia se encuentran cantidades que limitan el resto del lodo como acondicionador de suelo, el cadmio es un elemento crítico. Si el lodo que contiene cadmio es aplicado a suelos agrícolas, parte del cadmio puede entrar a la cadena alimenticia. Se ha indicado que el consumo humano normal de cadmio ya es bastante alto, en comparación con los límites de tolerancia humana y que fuentes adicionales de cadmio debieran ser limitadas en forma muy estricta (377, 378). La Tabla 1.13 resume los datos sobre el cadmio en el lodo.

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Tabla 2.2. Cadmio en el lodo.

Concentración, mg/kg seco Número

Tipo de Lodo Sitio Media Desviación

Mediana Ambito de Referenci

a

Estándar Muestras

Digerido 12 ciudades en EUA 89 72 65 6.8 - 200 12 366 Secado con calor 4 ciudades en EUA 150 200 67 15 - 440 4 366 Anaerobio Varias ciudades en EUA 106 -- 16 3 - 3,410 98 367 "Otro" Varias ciudades en EUA 70 -- 14 4 - 520 57 367

No especificado 42 ciudades en Gales e -- -- <200 <200 -1,500 42 368

Inglaterra (7 >200) Ceniza de incinerador Palo Alto, California 84 -- -- 68 - 99 2 369 Digerido Chicago (Calumet) -- -- -- 10 - 35 -- 370 Lodo activado digerido

Chicago (West-Southwest) 340 -- -- -- 43 379

Primario digerido y Seattle (West Point) 48 -- -- -- 100 371 desaguado aprox. Digerido Cincinnati (Millcreek) 130a 1.51b -- -- 25 372 Crudo Varias ciudades en EUA 30 15 20 -- 20 372

Digerido Como 25 ciudades en EUA 75 104 31 9 - 550 80 372

Primario crudo Los Angeles (Hyperion)c 39 -- -- -- -- 380

Digerido mesofílico Los Angeles (Hyperion)c 140 -- -- -- -- 380

Digerido termofílico Los Angeles (Hyperion)c 120 -- -- -- -- 380

Lodo activado purgado

Los Angeles (Hyperion)c 110 -- -- -- -- 380

Digerido anaerobio, Chatham, Ontarioc 2.6 1.4 1.8 0 - 10 225 376 lodo químico y activado (3.9% promedio de sólidos) Digerido anaerobio, Simcoe, Ontarioc 78 5 72 66 - 110 198 376 lodo químico y activado (3.2% promedio de sólidos) Digerido anaerobio, Tillsonburg, Ontarioc 9 1 9 7 - 12 40 376 lodo químico y activado (4.2% promedio de sólidos) Primario crudo Sacramento, California 2.8 1.1 2.6 1.4 - 4.2 5d 374 (Northeast) Primario crudo Sacramento, California 3.0 1.4 2.6 1.2 - 4.5 5d 374 (Rancho Cordova) Primario crudo Sacramento, California 3.5 1.1 3.6 2.2 - 5.1 5d 374 (Natomas) Primario crudo y Sacramento, California 4.1 1.3 3.8 2.8 - 5.9 5d 374

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Concentración, mg/kg seco Número

Tipo de Lodo Sitio Media Desviación

Mediana Ambito de Referenci

a

Estándar Muestras

biofiltro (Highland Estates) Primario crudo y Sacramento, (County 3.6 3.3 2.5 1.0 - 9.1 5d 374 biofiltro Sanitation District 6) Primario crudo y Sacramento, California 3.1 1.0 2.6 2.3 - 4.4 5d 374 biofiltro (Meadowview) Primario crudo y Sacramento, California 10.5 2.0 11 7.6 - 13 5d 374 biofiltro (City Main) Activado purgado Sacramento, California 5.4 2.6 6.7 2.3 - 7.7 5d 374

(Arden)

Primario crudo y Sacramento, California 9.7 2.9 9.1 6.2 - 14 5d 374 activado purgado (Rio Linda) Primario crudo Sacramento, California 29 28 12 8.3 - 72 5d 374 (County Central) Digerido Anaerobio North Toronto, Ontario 29 9 -- -- 60 381 de cloruro férrico Digerido Anaerobio Point Edward, Ontario 8.5 1.9 -- -- 61 381 químico (alumbre) Digerido Anaerobio Newmarket, Ontario 7.5 4.2 -- -- 59 381 cal Digerido Anaerobio Sarnia, Ontario 76 21 -- -- 40 381 de cloruro férrico a - Media geométrica. b - Factor de abertura para uso con media geométrica. c - Concentración reportada en base peso húmedo y convertida a base peso seco. d – Muestras diarias compuestas semanalmente 2.1.5.1.Aumento de Concentración Durante el Proceso Los elementos tóxicos frecuentemente son sólidos no volátiles, que permanecen en el lodo después de la remoción de los sólidos volátiles. La remoción de los sólidos volátiles, tales como la material orgánica incrementa la concentración de los componentes no volátiles, expresados en base seca. La tabla 2.3 muestra este efecto para cuatro metales en una planta. Este incremento en concentración puede ser importante si el resto del lodo es deseado y si la reglamentación limita el resto del lodo que contiene contaminantes que exceden ciertas concentraciones.

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Tabla 2.3. Incremento de concentraciones de metales durante el tratamiento. Concentración, mg/kg peso seco

Elemento Lodo primario crudo

Lodo digerido anaerobiamente Lodo enlagunado

(79% volátil) (68% volátil) (56% volátil) Cromo 110 160 220 Cobre 200 340 450 Níquel 46 63 65 Zinc 620 930 1,400

Número muestras 5 2 30 Nota: Datos de 1977, planta de tratamiento de Sacramento County Central, California. Los digestores anaerobios también reciben lodo activado purgado espesado (contenido de metales no fue medido). 2.1.6.Compuestos Orgánicos Traza en los Lodos Varios de los compuestos orgánicos traza encontrados en el lodo, por ejemplo, bifenilos policlorados (PCB's), son tóxicos, lentos en descomponerse y ampliamente distribuidos en el ambiente. La tabla 2.4 cuantifica la cantidad de Aroclor 1254, un PCB común, encontrado en el lodo. Otros tres PCB's, Aroclors 1242, 1248 y 1260, han sido encontrados también en el lodo (382, 384, 385). Aunque la producción de estas substancias está prohibida, productos que contienen PCB's están en uso y están distribuidos ampliamente, de tal manera que pueden pasar varios años antes de que se puedan detectar en el lodo.

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Tabla 2.4. Mediciones de aroclor (pcb ) 1254 en lodo.

Tipo de Lodo

Sitio

Concentración Promedio de Muestras con Compuesto Detectado

Número de

Muestras

Muestras

con Compuesto Detectado

Año de

Toma de la

Muestra

Referencia

Base Húmeda

(µg/l)

Base Seca

(mg/kg) Sin digerir Hamilton, Ontario 81 -- -- -- 1976 382 Sin digerir (con Al) Kitchener, Ontario 110 -- -- -- 1976 --

Sin digerir (con Ca)

Newmarket, Ontario 74 -- -- -- 1976 --

Sin digerir (con Fe)

North Toronto, Ontario 120 -- -- -- 1976 --

Primario crudo Sacramento, CA

(Northeast) 50 1.6 5a 1 1977 374

Sacramento, CA

(Natomas) 60 1.5 5a 1 1977 --

Sacramento, CA (County Central) 80 1.8 5a 5 1977 --

Primario crudo y biofiltro

Sacramento, CA (City Main) 80 3.8 5a 4 1977 --

Sacramento, CA (County Sanitation

District 6) 50 2.0 5a 1 1977 --

Sacramento, CA (Meadowview) 50 2.4 5a 2 1977 --

Primario crudo y activado purgado

Sacramento, CA (Rio Linda) 90 3.5 5a 3 1977 --

Primario digerido

enlagunado y activado purgado

Sacramento, CA (County Central) 270 4.8 30 30 1977 383

Base Húmeda

(µg/l)

Base Seca

(mg/kg)

Digerido 10 ciudades de

EUA -- 3.9 10 9 1971-72 366 Secado con

calor 4 ciudades de

EUA -- 9.3 4 4 1971-72 -- a - Muestras diarias compuestas semanalmente. Debido a su solubilidad en grasas, los PCB's tienden a concentrarse en las natas de las plantas de tratamiento de aguas residuales. El procedimiento convencional de introducir las natas al digestor puede ocasionar mayores concentraciones de PCB's en el lodo final. Los procedimientos alternativos de disposición de las natas, tales como incineración, pueden reducir este problema.

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La tabla 2.5 presenta datos sobre tres plaguicidas de hidrocarburos clorados encontrados en los lodos de varias plantas de tratamiento.

Tabla 2.5. Plaguicidas de hidrocarburos clorados en lodos (374, 383).

Compuesto Tipo de Lodo Planta

Concentración Promedio en Muestras con Compuesto Detectado, mg/kg seco

Total de Muestras

Muestras con Compuesto Detectado

Hexaclorobenceno Activado purgado Arden 0.8 5a 1

Hexaclorobenceno Primario crudo County Central 0.4 5a 2

Lindano Activado purgado Arden 1.0 5a 1

Primario crudo Northeast 0.6 5a 1

Clordano grado Primario crudo Northeast 2.6 5a 1 técnico Primario crudo Natomas 2.3 5a 2

Primario crudo County Central 2.8 5a 5 Digerido anaerobio County Central 4.2 30 30 enlagunado primario y activado purgado Activado purgado Arden 4.4 5a 2 Primario crudo y Rio Linda 5.5 5a 5 activado purgado Primario crudo y Meadowview 0.6 5a 1 biofiltro Primario crudo y City Main 19 5a 4 biofiltro

Todas las plantas están en Sacramento, California. a - Muestras diarias compuestas semanalmente. 2.1.7.Sólidos Diversos de las Aguas Residuales Además de los lodos primarios, biológicos y químicos descritos en las secciones anteriores, hay otros sólidos de las aguas residuales que es necesario manejar adecuadamente, para lograr un buen efluente, protección ambiental general y operación razonable de la planta de tratamiento. Estos sólidos incluyen el material cribado, arena, natas, lodos provenientes de fosas sépticas y el retrolavado de filtros. Cuando se mezclan con lodos primarios o secundarios, el material cribado, arena, natas y demás pueden interferir con el procesado y reutilización del lodo. Antes de mezclar estos sólidos con los lodos primarios y secundarios, se deberá considerar lo siguiente:

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• El material cribado y las natas degradan la apariencia final del lodo, así como su valor comercial. También pueden obturar tuberías, bombas y mezcladores, ocupar espacio valioso dentro de los digestores y otros tanques.

• Las natas presentan un problema especial al ser mezcladas con otros sólidos

y ser sujetas a espesamiento por gravedad, decantación o centrifugación. Bajo estas condiciones, las natas tienden a concentrarse en las corrientes colaterales y ser recicladas a los procesos de tratamiento líquido. Tarde o temprano parte de estas natas son descargadas con el efluente.

• Las arenas pueden obstruir tuberías, ocupar espacio valioso en digestores y

otros tanques, provocar desgaste excesivo de la tubería y equipo para el manejo de lodos.

2.1.7.1.Materiales Cribados a) Cantidad del Material Cribado Grueso El material cribado grueso básicamente consiste de basura. Artículos típicamente recolectados en las cribas gruesas incluyen trapos, pedazos de hilo, madera, piedras, raíces de árboles, hojas, ramas, pañales, y plástico. La cantidad de material cribado grueso es altamente variable, pero la mayoría de las plantas reportan entre 4 a 40 ml/m³ con gastos medios. La tabla 2.6 muestra las cantidades de material cribado reportadas en varias comunidades.

Tabla 2.6. Experiencia en cribado (386, 387). Abertura de

Rejilla o Criba (cm)

Ciudad Gasto (lps)Material Cribado

(m³/1000 m³) 8.6 Norwalk, Connecticut 515 0.001 7.6 New Haven, Connecticut 350 0.007 7.6 East Hartford, Connecticut 175 0.009 7.6 San Jose, California -- 0.001 3.5 New York, New York, Jamaica 2,848 0.004 3.8 Philadelfia, PA, North 2,114 0.016 3.8 Oklahoma City, OK, Southside 1,095 0.016 3.8 Cranston, Rhode Island 365 0.005 3.8 Taunton, Massachusetts 153 0.007 3.8 Meadville, Pennsylvania 110 0.004 3.8 Grove City, Pennsylvania 35 0.0007 3.2 Uniontown, Pennsylvania 131 0.007 3.2 Fargo, North Dakota 118 0.034

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Tabla 2.7. Experiencia en cribado (386, 387). (continuación) 2.5 New York, Wards Island 7,885 0.007 2.5 New York, Owls Head 7,009 0.004 2.5 Minneapolis-St. Paul, Minnesota 5,870 0.007 2.5 New York, Hunts Point 5,257 0.005 2.5 East Bay, Oakland, California 4,293 0.012 2.5 New York, Coney Island 3,067 0.010 2.5 New York, 26th Ward 2,628 0.008 2.5 New York, Tallmans Island 1,752 0.005 2.5 Bridgeport, CN, West Side 745 0.007 2.5 New York, Rockaway 657 0.007 2.5 Waterbury, Connecticut 657 0.018 2.5 Bridgeport, CN, West Side 613 0.015 2.5 Duluth, Minnesota 526 0.004 2.5 Austin, Minnesota 394 0.008 2.5 Fond du Lac, Wisconsin 315 0.037 2.5 Findlay, Ohio 307 0.003 2.5 Massillon, Ohio 228 0.011 2.5 York, Nebraska 219 0.011 2.5 Marion, Ohio 219 0.019 2.5 Gainesville, Florida 219 0.026 2.5 Marshalltown, Iowa 175 0.002 2.5 East Lansing, Michigan 166 0.003 2.5 Birmingham, Michigan 66 0.009 2.2 Boston, MA, Nut Island 5,476 0.009 2.2 Richmond, Indiana 272 0.009 1.9 Detroit, Michigan 19,714 0.004 1.9 New York, Bowery Bay 1,752 0.008 1.9 Hartford, Connecticut 1,709 0.012 1.9 Portsmouth, Virginia 425 0.006 1.9 Sheboygan, Wisconsin 350 0.002 1.9 Aurora, Illinois 350 0.011 1.9 Topeka, Kansas 329 0.009 1.9 Oshkosh, Wisconsin 263 0.013 1.3 Green Bay, Wisconsin 438 0.009 1.3 Manteca, California 66 0.039

Las cargas de material cribado pueden incrementar dramáticamente durante gastos pico. b) Cantidad del Material Cribado Fino Las cribas finas se utilizan normalmente como alternativa a la sedimentación primaria, para remover sólidos suspendidos. Cribas con aberturas de 2 a 6 mm remueven del orden del 5% al 10% de los sólidos suspendidos del agua residual municipal típica. Si las aberturas utilizadas son de 0.8 a 1.5 mm, del orden del 25% al 35% de los sólidos suspendidos pueden ser removidos (282). Mayores remociones incrementan el peso seco y contenido de humedad del material cribado.

42

Por ejemplo, considere unas cribas finas que remueven el 25% de los sólidos suspendidos de una concentración influente de 300 mg/l. En este caso, el material cribado es de 75 mg/l del agua residual. Si el material cribado es del 10% sólidos y pesa 961 kg/m³, entonces el volumen es de 14.04 m³ por cada millón de m³ de agua residual tratada. Esto es más de 25 veces superior al valor típico para las cribas gruesas, del orden de 0.53 m³ por cada millón de m³ de agua residual tratada. c) Propiedades del Material Cribado Si el material cribado no ha sido incinerado, puede contener microorganismos patógenos. También es oloroso y tiende a atraer roedores e insectos. El material cribado ha sido analizado en cuanto a contenido de sólidos, volátiles, valor calorífico y peso húmedo bruto. Algunos de los datos reportados aparecen resumidos en la tabla 2.8.

Tabla 2.8. Analisis del material cribado Contenido de Sólidos (% secos)

Contenido Volátil (%)

Valor Combustible

(Btu/lb de sólidos secos)

Peso Húmedo

Bruto (kg/m³)

Comentarios Referencia

20 -- 5,400a 962

Cribado grueso. Un cribadofino puede tener un contenido

menor de sólidos. 282 10 - 20 80 - 90 -- 641 - 962 Valores comunes 298

8 - 23 68 - 94 -- 850 - 1074 Varias plantas, cribas finas, con

0.08 a 0.30 cm de abertura. 290

6.1 96 -- --

Material cribado espesado y molido de rejillas de 1.9 cm;

después de moler, se espesaron en una malla

estática con aberturas de 0.15 cm. 390

17 96 -- --

Material cribado espesado y molido de rejillas de 1.9 cm;

después de moler, se desaguaron en una criba de tambor giratorio con malla de

0.08 cm de abertura. 390 -- 86 7,820 -- Material cribado fino. 391

a - calculado. d) Manejo del Material Cribado El material cribado puede ser molido y manejado con otros lodos; enviado directo a relleno sanitario; e incinerado, con la disposición de las cenizas en un relleno sanitario. En la tabla 2.9 se resumen las ventajas y desventajas de los diferentes métodos.

43

Tabla 2.9. Metodos de manejo del material cribado Método Ventajas Desventajas

1. Molienda dentro de la Altamente mecanizado, bajo El lodo contiene el material cri- corriente de agua resi- requerimiento de mano de bado, que puede interferir con la dual; manejo del mate- obra. aceptación por parte de público

rial cribado con los Número mínimo de operacion- para reúso del lodo como mejo- demás sólidos, v.g., el es unitarias. rador de suelos.

lodo primario. Normalmente libre de moles- El lodo probablemente requiera tias como moscas y olores. de molienda adicional o cribado Uso muy frecuente, conocido si va a ser bombeado o espesa- de los operadores de plantas do en una centrífuga de disco Si el lodo va a ser digerido, los digestores tendrán que ser limpiados con mayor fecuencia. Los plásticos y fibras sintéticas no se descomponen en los digestores. Agrava los problemas de natas en los digestores. El material molido tiende a aglo- merarse en los digestores. No es adecuado si se requiere remoción de sólidos suspendidos (criba fina) No es adecuado para cargas altas de material cribado, especialmente si hay la presencia de altas cargas de arena (plantas grandes colectores combinados)

2. Remocióna de la co- Similar al método 1, excep- Similar al método 1, excepto que rriente principal, mo- to que es más complejo me- el método 2 se puede diseñar pa- lienda, y retorno a la cánicamente. ra gastos y cargas muy grandes. corriente principal. El método 2 es más costoso que

método 1 para cargas pequeñas de material cribado.

3. Remocióna de la co- Mantiene el material criba- El transporte del material cribado rriente principal, dre- do separado de los demás puede ser difícil. A menos que se

nado o desaguado, re- lodos; evita las deventajas diseñe y opere con cuidado, pro- lleno sanitario. de los métodos 1 y 2. Puede voca problemas de moscas y olo-

ser fácilmente mecanizado. res, así como riesgos a la salud. Las reglamentaciones para la dis- posición en rellenos sanitarios pueden afectar la operacion en forma importante.

4. Remocióna de la co- Mantiene el material cribado Alto costo si se requiere un inci- rriente principal, des- separado de los demás lodos; nerador exclusivamente para el aguado, incineración, evita las deventajas de los cribado. A menos que el incinera- relleno sanitario de la métodos 1 y 2. La ceniza es dor esté diseñado y operado ade-

ceniza. muy pequeña en volumen y cuadamente, la contaminación, fácil de transportar y disponer. del aire (olores y partículas será Si la incineracion es utilizada grave. para los demás lodos o

arenas

No es adaptable a grandes fluc-

44

Tabla 2.10. Metodos de manejo del material cribado (continuación) entonces las cenizas pueden

ser adicionadas a un costo moderado. Eliminación de pa

tuaciones en la cantidad de mate rial cribado, a menos que éstas sean sólo una pequeña parte de

tógenos. la carga total del incinerador. 5. Digestión anaerobia del -- Se probó la digestión en gran es- material cribado fino ex- cala en Milwaukee, Wisconsin, clusivamente (sin mez- pero se encontró impráctica (392) clar con otros sólidos).

6. Digestión anaerobia del -- Se probó en la planta Malabar de material cribado junto Sidney, Australia, pero resultó in-

con natas, pero separa- operable. La principal dificultad do de los demás lodos. fue el manejo del material.

a - Remoción mecánica es practicada normalmente en las plantas grandes. La remoción manual se utiliza frecuentemente en plantas pequeñas. Las ventajas de la remoción manual son la sencillez y bajo costo de capital; las desventajas son altos requerimientos de mano de obra y problemas de ceniza y malos olores. Un arreglo común en plantas pequeñas es la instalación de un solo desmenuzador con una rejilla de limpieza manual como unidad de respaldo. Algunos sólidos fecales acompañan a los sólidos más grandes como trapos y ramas. Por esta razón, así como para ahorrar en tiempo y costo de la mano de obra, es deseable mecanizar el manejo del material cribado. Además, donde el material cribado grueso es mandado a relleno sanitario o incinerado, es deseable utilizar la mayor abertura de rejilla que puede proteger adecuadamente los procesos aguas abajo. Esto minimiza la cantidad de material cribado que deberá ser manejado por separado. El material cribado puede ser transportado en forma neumática (393), en canales, sobre transportadores de banda, y en tambores, recipientes especiales o camiones cubiertos. Mezclas de material cribado con agua se pueden moler y bombear. Para el espesado y desaguado, se pueden utilizar cribas finas, cribas de tambor, centrífugas (390) y prensas de tambor o tornillo. El acondicionamiento químico no es requerido. e) Material Cribado de Otros Sitios Ocasionalmente se utilizan cribas en otras corrientes que no son el influente del agua residual. Por ejemplo, cuando se alimenta a un filtro percolador, el efluente primario puede ser cribado para evitar taponamiento de los orificios en el distribuidor del filtro percolador (386). 2.1.7.2.Arena La arena está compuesta de sólidos pesados, gruesos relacionados con el agua residual cruda. Puede ser removida del agua residual antes de la sedimentación primaria u otros procesos importantes. Alternativamente, puede ser removida del lodo primario después de que se haya removido el lodo primario del agua residual. Los ingredientes típicos de la arena incluyen gravilla, arena, cenizas, clavos, granos de maíz, café molido, semillas y tapas de botellas.

45

a) Cantidad de Arena La cantidad de arena removida varía tremendamente de una planta a otra. La tabla 2.11 muestra la cantidad de arena medida en varias plantas. No es posible elaborar una fórmula que considere todos los factores que ocasionan la presencia de arena. El uso cuidadoso de la información disponible es altamente recomendado. Es importante reconocer que se presentan variaciones extremas en el volumen y cantidad de arena. Se debe utilizar un factor de seguridad muy generoso en los cálculos relacionados con el almacenamiento, manejo o disposición de la arena (282). En un sistema nuevo, donde los drenajes sanitarios están separados y se tienen condiciones favorables, como las velocidades de resuspensión, una consideración de 2 m³ por millón de m³ de agua tratada serán suficientes para gastos máximos. En promedio, la cantidad de arena en el agua residual normalmente será menor a 0.53 m³ por millón de m³ de agua tratada, para el caso de drenajes separados (282), pero se han observado valores más altos (ver la tabla 2.11).

Tabla 2.11. Cantidades de arena Planta Cantidad

(m³/1000 m³)Comentarios Referencia

Santa Rosa, California 0.007 Promedio. Colectores separados 387 (College Avenue) 0.002 Mínimo mensual --

0.011 Máximo mensual -- San Jose, California 0.019 Colectores separados. Sistemas más 387

antiguos removían menos material (0.0022 a 0.0105 m³/1000 m³)

Manteca, California 0.039 Promedio. Colectores separados 387 0.024 Mínimo mensual -- 0.071 Máximo mensual --

Santa Rosa, California 0.037 Promedio. Colectores separados 387 (Laguna) 0.016 Mínimo mensual --

0.080 Máximo mensual -- Seattle, Washington 0.019 Promedio. Colectores combinados 387

(West Point) 0.084 Máximo diario -- Dublin-San Ramon, California 0.052 Promedio. Colectores separados 397

Los Angeles, California 0.015 Promedio de 1973. Colectores 376 (Hyperion) Separados

Livermore, California 0.007 Promedio 24 meses. Colectores 345 Separados 0.002 Mínimo mensual 0.018 Máximo mensual

Gary, Indiana 0.064 Promedio Anual. Col. combinados 387 0.666 Valor más alto de pruebas. 398

Renton, Washington 0.013 Promedio de 19 meses antes de mejo- 396 ras al equipo desarenador.Colectores combinados.

0.031 Promedio de 12 meses después de

mejoras al equipo desarenador -- 0.052 Máximo mensual, después de mejoras --

b) Propiedades de la Arena

46

Las propiedades de la arena dependen del tipo de sistema de alcantarillado y método de remoción de arena y lavado. El contenido de humedad de la arena es reportado entre 13% y 65%, y el volátil entre 1% y 56% (386). La gravedad específica de las partículas de arena varía; valores entre 1.3 a 2.7 han sido reportados (386). El ámbito de sólidos volátiles es del 8% al 46% (400). El tamaño de las partículas de arena removida en cinco plantas se muestra en la tabla 2.12, junto con un análisis de los depósitos del fondo de digestores.

Tabla 2.12. Analisis de tamizado de la arena Porcentaje Retenido Depósitos

Digestor Tamaño

de Tamiza

Abertura de Malla

(mm)

Green Bay, Wisconsin

Kenosha, Wisconsin

Tampa Florida

St. Paul, Minnesot

a

Renton, Washingtonc

Renton, Washingtond

Los Angeles, California

4 4.76 -- -- -- 1 - 7 2.5 - 13.5 0 - 0.5 -- 8 2.38 -- -- -- 5 - 20 -- -- 2.8 10 2.08 3.7 12 -- -- 19.5 - 34.5 2 - 11 --

12b 1.41 -- -- -- -- -- -- 7.3 20 0.84 9.1 -- -- 12 - 53 50 - 74.5 10 - 41 --

28b 0.6 -- -- -- -- -- -- 28.3 40 0.42 19.8 70 -- -- 71 - 88.5 27 - 62 -- 50 0.3 29.6 -- 2.3 20 - 67 -- -- -- 60 0.25 -- -- -- -- 90.5 - 94 60 - 76.5 --

65b 0.21 51.7 -- -- -- -- -- 59 80 0.18 -- 95 -- -- -- -- --

100 0.149 78.2 -- 59.3 97 - 99.9 97.5 85 - 92 -- 150b 0.105 -- -- -- -- -- -- 77.6 200 0.074 96.1 -- 99.5 -- 99.5 95 - 98 84.9

Fuente -- (109) (109) (109) (109) (119) (119) (118) a - Serie U.S., excepto donde se indica otra cosa. b - Malla serie Tyler. c - Secado a 103°C. Cuatro pruebas. Contenido volátil 34 a 55 por ciento. d - Mismas muestras que la columna anterior, calcinadas a 550°C y retamizadas. La calidad de la arena puede variar un tanto. Si se desea una arena "limpia", con muy baja putrescibilidad, se puede obtener mediante el lavado de la arena y ajustes operacionales al sistema de remoción de arena. Sin embargo, dichas operaciones imposibilitan la remoción de la arena fina (menor de 0.2 mm). Si se utiliza buen equipo de lavado, los operadores pueden remover frecuentemente cantidades importantes de materiales finos sin sacrificar la limpieza. La arena debe ser considerada como contenedora de patógenos, a menos que haya sido incinerada. c) Manejo de la Arena El primer paso en el manejo de la arena es la separación de la arena de la corriente principal de agua residual. La arena puede ser removida del agua residual en canales

47

con la velocidad controlada, cámaras desarenadoras aeradas, tanques de detritus, tanques de preaeración o tanques de sedimentación primaria (296). El segundo paso es la separación de la arena del lodo primario. Esto casi siempre se realiza en un separador tipo ciclón (296). La selección de este arreglo afecta fuertemente el espesor del lodo primario. La arena puede ser transportada neumáticamente como lechada en agua o lodo delgado por medio de tornillos, transportadores de banda y en contenedores como camiones. El transporte como lechada es bastante práctico, pero requiere de los siguientes cuidados:

• La velocidad de flujo en las tuberías y su disposición de ser tal que se eviten depósitos en las líneas.

• Las bombas deben ser adecuadas para el manejo de arena. Un diseño

representativo utilizara bombas de "flujo vórtice" con impulsor retraído, fabricadas de materiales duros como hierro fundido alto en níquel o cromo. Es deseable operar las bombas cerca de sus mejores puntos de eficiencia para minimizar el desgaste.

• Es importante que los codos en la tubería están localizados y construidos de

tal forma que no sea muy difícil sustituirlos, ya que la erosión se va a presentar con el tiempo. Los codos no deben estar enterrados o encapsulados en concreto.

• Los separadores tipo ciclón son requeridos generalmente al final de la tubería,

para separar la arena de la masa de agua que es utilizada para transpórtala. Una vez que la arena ha sido separada del agua y materiales putrescibles, normalmente es transportada mediante camión a un relleno sanitario. El relleno normalmente es una operación pequeña utilizada exclusivamente para la arena y localizada en los mismos terrenos de la planta. No es recomendable la utilización de lagunas debido a que es difícil distribuir uniformemente la arena. La disposición sobre el terreno tampoco se recomienda ya que resulta en olores y puede atraer roedores e insectos. Si la arena se alimenta a incineradores de hornos múltiples, esta puede contener cantidades mucho mayores de material putrescible de lo normal. Es posible remover arena muy fina en forma eficiente. La arena incinerada es de fácil manejo. La incineración de la arena sólo produce una mínima reducción de volumen de los sólidos que requieren de disposición. En este aspecto, la arena es diferente al material cribado y natas.

48

2.1.7.3.Natas Las natas son el material que flota sobre el agua residual, excepto donde la flotación ha sido involucrada. En una unidad de flotación, las natas se incorporan al material flotado. Las natas pueden ser removidas de muchas unidades de tratamiento, incluyendo los tanques de preaeración, desnatado, sedimentación primaria y secundaria, contacto de cloro, espesadores y digestores. El término "natas" se refiere específicamente al material que ha sido removido con desnatadores. a) Cantidad de Natas La cantidad de natas generalmente es pequeña en comparación con los sólidos primarios y lodos activados purgados. En la tabla 2.13 se presentan algunas propiedades y cantidades de natas. Los datos en este cuadro están basados en las natas de la sedimentación primaria. Las natas frecuentemente se remueven de los clarificadores secundarios y tanques de contacto de cloro, pero no existen datos sobre las cantidades removidas.

Tabla 2.13. Produccion de natas y sus propiedades

Planta de Tratamiento

Cantidad (volumen), (m³/106 m³)

Cantidad (peso seco)

(kg/103 m³ de agua

residual)

Sólidos (%)

Sólidos

Volátiles (% de los sólidos totales

)

Valor Combustible (Btu/lb

sól. secos)

Comentarios Referenci

a

Dublin-San Ramon, CA 250 -- -- -- --

De sedimentación primaria, 397

desecho doméstico. Lower Allen Township, 14 3.72 25a 46a 6,900a

De sedimentación primaria ba- 402

cerca Harrisburg, PA 27a 42a 3,100a

ja cal (pH 9.4 a 9.8), después

de espesado con calor. Northwest

Bergen Coun- 25 2.28 9 -- -- De espesador por

gravedad 403ty, Oakland, N.

Jersey 9 -- -- -- -- De sedimentación

primaria. 404

Wichita, Kansas Grasa es 30% de natas

des- pués del decantado.

0.7 -- -- -- -- Bolas de grasa de los

tanques 404 tanques de preaeración

Minneapolis-St. Paul, MI -- -- -- 98 13,000

De sedimentación primaria. 405

East Bay, Oakland, CA 19 9.84 54 96 --

Promedio, Julio '69 - Junio '70b 406

49

Planta de Tratamiento

Cantidad (volumen), (m³/106 m³)

Cantidad (peso seco)

(kg/103 m³ de agua

residual)

Sólidos (%)

Sólidos

Volátiles (% de los sólidos totales

)

Valor Combustible (Btu/lb

sól. secos)

Comentarios Referenci

a

-- 13.19 64 99 -- Mes máximo 406 -- 7.19 43 81 -- Mes mínimo 406 29 -- 51 -- 14,000 Datos 1965-1966 407

West Point, Seattle, 50 2.89 6 -- --

Según bombeado de los tanques 408

Washington de sedimentación

primaria

8 2.28 30 -- -- Como arriba después de

decan- 408 tado 6.4% grasa

130 -- -- -- -- De los tanques de

sedimentación 408 bajo condiciones pobresc

No especificado -- -- -- 88.5 16,750 -- 391San Mateo, California -- 11.395 -- -- -- -- 387Salisbury, Maryland 200 -- -- -- --

De clarificadores primarios. Fuer- 409

Fuerte carga de grasas

de la industria.

Tres plantas de N.Y. 0.3 - 5 0.1 - 1.8

40 - 52 -- --

De clarificadores primarios; cer- 410

ca del 80% de los sólidos

son grasas.

Jamaica, New York City 3 1.199 48 -- --

De clarificadores secundarios; 410

(sin primario). County

Sanitation Dis- -- 10.435 -- -- -- Sedimentación primaria 411tricts, L. A. County, CA primaria.

Albany, Georgia 3,000 16.793 0.57 -- -- Sedimentación primaria.

Alta 412 carga industrial.

a - Dos muestras. Cerca del 50% de los sólidos no volátiles eran carbonato de calcio. b - El 91% de los sólidos totales eran grasas y aceites. Las natas de la sedimentación primaria, medidas después de decantar en una unidad caliente. c - El lodo tendía a flotar en los tanques de sedimentación. La cantidad mostrada es la estimación del bombeo. El sistema de desnatado no pudo darse abasto con la producción de natas bajo estas condiciones pobres. Aunque hay algunos datos sobre la cantidad de grasas removidas durante el tratamiento del agua residual, las cargas de grasas no son indicadores de la cantidad de natas. Como se muestra en la tabla 1.2, el contenido de grasas del lodo primario

50

puede exceder el 25% del total de sólidos. En los lodos biológicos, puede llegar hasta más del 10 por ciento. Como la cantidad de estos lodos normalmente es grande comparada con las natas, se puede suponer que la mayoría de las grasas están en los lodos y no en las natas. Típicamente, el contenido de grasas del agua residual doméstica es de 100 mg/l (278), pero la mayor cantidad de natas indicada en la tabla 2.13 es de 17 mg/l, y en muchos casos, las cantidades son menores. En una planta, se estimó que únicamente el cinco por ciento de la grasa se removía con las natas. El resto estaba en el lodo primario (408). En plantas de tratamiento existentes, frecuentemente es posible estimar la cantidad de natas de datos tales como las horas de operación del equipo de bombeo o la frecuencia con que los cárcamos de natas son vaciados. Los cálculos de diseño deben contemplar grandes variaciones en la cantidad de natas. b) Propiedades de las Natas La tabla 2.13 contiene información sobre el contenido de sólidos, volátiles, valor combustible y grasas de las natas. Las natas normalmente tienen una gravedad específica del orden de 0.95 (387). Las natas pueden estar compuestas de cantidades variables de aceites vegetales y minerales, grasas, pelo, hule, grasas animales, ceras, ácidos grasos libres, jabones de calcio y magnesio, semillas, cáscaras, pedazos de material celulísico como madera, papel o algodón, cigarrillos, plástico y pedazos de basura (387). Cuando se atrapan gases en las partículas de lodo primario y secundario, estas partículas se vuelven componentes de las natas (403). En una planta, se observó una variación en la composición de las natas. A 10°C las natas consistan en una masa aglomerada. A 20°C, fluía libremente, de manera similar a lodos combinados espesados a 4% sólidos (403). Las natas no deben ser almacenadas por más de varios días debido a que las grasas empiezan a descomponerse, resultando en la producción de malos olores. Comúnmente, se debe considerar que las natas contienen patógenos. Sin embargo, algunos procesos para el manejo de natas pueden ser desinfectantes. Si las natas han sido calentadas a 80°C para ser decantadas, incineradas o tratadas con una dosis de sosa cáustica suficiente para producir un pH de 12, pocos patógenos permanecerán. c) Manejo de las Natas La tabla 2.14 presenta las ventajas y desventajas de varios esquemas para la disposición de natas. Bombas del tipo de cavidad progresiva son adecuadas para el bombeo de natas, aunque no pueden manejar grandes bolas de grasa (402) a menos de que se proporcione algún tipo de rejilla o desintegrador. Los eyectores neumáticos son adecuados si las grasas no interfieren con los controles. La tubería deberá ser revestida de vidrio y mantenida razonablemente tibia para minimizar taponamientos.

51

Tabla 2.14. Metodos para el manejo de natas Método Ventajas Desventajas

1. Mezclar con otros Se lleva a cabo una des- Puede producir bolas de grasa, que requieren lodos y digerir ae- composición parcial (411), de remoción manual y disposición y que pue-

robiamente. de tal manera que las na- den incrementar olores. tas no requieren de mane- Pueden producir la contaminación del lodo por jo adicional. petróleo, que interfiere con el reúso. Evita la complejidad de Degrada la apariencia del lodo en caso de ser un manejo por separado. reutilizado. Es utilizado extensa- Puede provocar acumulación de natas debido mente. al retorno de licores que contienen natas del al influente de aguas residuales

2. Mezclar con Similar al método 1, Si el digestor no está mezclado intensamente, otros lodos y arriba. incrementa enormemente los requerimientos

digerir anaero- de limpieza (396). La limpieza del digestor es biamente. costosa y olorosa; además, el material aún re-

quiere disposición. Aún cuando el digestor es- tá bien mezclado, se forma una capa de natas; por tanto, el digestor debe ser físicamente mayor (413). Degrada la apariencia del lodo en caso de ser reutilizado; puede provocar contaminación por petróleo. Puede producir acumulación de natas, como el método 1. Requiere de buena decanta- ción para evitar bombear exceso de agua al

digestor

3. Relleno sanitario Bajo costo de capital Puede tener un costo de operación muy alto. por separado. Posible generación de olores durante

almacenamiento. Requiere de buena decantación para

minimizar el volumen y fluidez de las natas. 4. Quemar en Muy bajo costo. Contaminación del aire severa (405); ilegal bajo

lagunas abiertas. la actual legislación. 5. Incinerar en hor- Muy poca cantidad de ce- Alto costo de capital, especialmente para plantas no aparte "Water- niza en lechada. pequeñas. A pesar de bajas emisiones, puede no grate" (Nichols). ser aceptable por la reglamentación de contami-

nación de aire. 6. Incinerar en Muy poca cantidad de Alto costo de capital (407). Alto costo de mante- horno aparte ceniza. nimiento. A pesar de bajas emisiones, puede no múltiple de un ser aceptable por la reglamentación de contami- solo propósito. nación de aire. Requiere de buena decantación. 7. Incinerar en Bajo costo adicional. Requiere de buena decantación. Requiere de ali-

hornos múltiples Valor combustible de las mentación muy cuidadosa al horno; de otra ma- con otros sólidos natas puede ser utilizado nera provoca problemas severos de manteni-

de aguas resi- para suplir requerimientos nimiento y humo. Estos problemas pueden ser duales. de otros sólidos. evitados (414)

8. Incinerar en un Similar al método 7. A menos que esté bien decantado, puede forzar horno de lecho la capacidad del horno. (403) Si las natas son

fluidizado con o- mezcladas con el lodo antes de inyectarlas al tros sólidos de a guas residuales

horno, es probable una operación inestable (403)

52

Método Ventajas Desventajas 9. Reúso como Proporciona reúso, no dis- Materiales orgánicos tóxicos (DDT) tienden a con- alimento para posición (sin embargo, no centrarse en la grasa. Una demanda errática del

ganado. anticipe entradas económi mercado para la grasa de desecho (410), puede cas). Bajo costo de capi- ser imposible encontrar a alguien que quiera lle- tal. vársela. El tratamiento para el reúso debe empe- zar a los pocos días; de otra manera la grasa se

empieza a descomponer Requiere de buena decantación debido a largas distancias de transporte. Está sujeta a interferen- cias de crecimientos de actinomicetos en el lodo activado que incrementa la cantidad de sólidos no son grasas pero que están en las natas.

10. Reúso para la Igual al método 9. Similar al método 9, pero menos serio. La sosa fabricación de caústica se puede adicionar en la planta de trata- jabón de baja miento, evitando la descomposición y probable-

calidad. mente haciendo el material más aprovechable para los recuperadores de grasas, pero elevando los costos de operación.

11. Retorno al in- Casi cero costo directo. Ligero incremento en la carga hidráulica sobre la fluente de aguas Muy adecuado para las planta de tratamiento. Inaplicable a la principal

residuales. natas de tanques de con- fuente de natas (tanques de sedimentación pri- tacto clarificadores secun- maria, en caso de ser utilizados, clarificadores darios etc. si se remueven secundarios si los primarios no son utilizados) las natas de los tanques de sedimentación primaria.

La tubería deberá ser calentada a una temperatura mínima de 15°C. Se prefieren temperaturas más altas, especialmente si el diámetro de la tubería es menor de 100 mm o si la longitud es sustancial. Se deberán proporcionar numerosas conexiones para lavado. Cuando las natas van a ser incineradas, se debe agregar una pequeña cantidad de combustóleo como una forma de asegurar que las natas pueden ser bombeadas (414). Se deberá proporcionar un molino en línea en caso de que se vayan a decantar o incinerar (402, 414). El decantado (espesamiento sencillo mediante flotación) es utilizado a veces para incrementar el contenido de sólidos de las natas. El decantado requiere algún cuidado en su diseño, para reducir los efectos de malos olores y alto contenido de grasas y sólidos en el agua decantada. Cuando menos dos fabricantes han colocado en el mercado unidades calentadas para el decantado. El calentamiento de las natas a una temperatura del orden de 80°C mejora enormemente la separación de los sólidos del agua. As, el agua decantada tendrá un menor contenido de slidos y grasas, mientras que las natas espesadas contendrán menos humedad.

53

2.1.7.4.Lodo de Tanques Sépticos Los desechos de los tanques sépticos domésticos se pueden definir como una mezcla del líquido y material sólido parcialmente digerido que se origina como desechos líquidos domésticos. Estos desechos se acumulan en un tanque o fosa séptica durante un periodo de varios meses o años. Normalmente, los desechos domésticos provienen de los escusados, baños o regaderas, fregaderos, desintegradores de basura, lavadoras de vajilla y lavadoras de ropa. Dichos desechos pueden incluir también el contenido de los tanques sépticos de escuelas, moteles, restaurantes y establecimientos similares. Los desechos de los tanques sépticos frecuentemente son descargados a los sistemas de tratamiento de aguas residuales municipales. Si los sistemas municipales son diseñados y operados con cuidado pueden manejar este tipo de desechos adecuadamente (415-417). La tabla 2.15 contiene un ámbito amplio de datos sobre diferentes constituyentes del material extraído de los tanques sépticos. Este material puede producir espuma y generalmente tiene un olor altamente molesto (140). Las propiedades de sedimentación son muy variables. Algunas muestras se sedimentan fácilmente hasta un 20 a 50% de su volumen original, mientras que otras tienen muy poca sedimentabilidad. Cantidades importantes de arena pueden estar presentes (417). Grandes concentraciones de coliformes totales y fecales, así como de estreptococos fecales han sido encontrados en estos desechos (417, 418).

Tabla 2.15. Caracteristicas de los lodos de tanques septicos (417) Desviación Número de

Parámetro Mediaa Estándara Ambitoa Muestras Sólidos Totales (ST) 38,800 23,700 3,600 - 106,000 25

Sólidos Volátiles Totales (SVT) % de sólidos totales 65.1 11.3 32 - 81 22 Sólidos Suspendidos 13,014 6,020 1,770 - 22,600 15

Sólidos Suspendidos Volátiles (SSV), % sólidos susp. 67.0 9.3 51 - 85 15

Demanda Bioquímica de Oxígeno de 5 días (DBO5) 5,000 4,570 1,460 - 18,600 13

Demanda Química de Oxígeno Total (DQOT) 42,850 36,950 2,200 - 190,000 37

Demanda Química de Oxígeno Soluble (DQOS) 2,570b -- -- 21

Carbono Orgánico Total 9,930 6,990 1,316 - 18,400 9 Nitrógeno Total Kjeldahl (NTK) 677 427 66 - 1,560 37 Nitrógeno Amoniacal (NH3-N) 157 120 6 - 385 25

Fósforo Total (P-Total) 253 178 24 - 760 37 pH (unidades) 6.9c -- 6.0 - 8.8 25

Grasas 9,090 6,530 604 - 23,468 17 Alquil Sulfonato Lineal (LAS) 157 45 110 - 200 3

54

Desviación Número deParámetro Mediaa Estándara Ambitoa Muestras Hierro (Fe) 205 184 3 - 750 37 Zinc (Zn) 49.0 40.2 4.5 - 153 38

Aluminio (Al) 48 61 2 - 200 9 Plomo (Pb) 8.4 12.7 1.5 - 31 5 Cobre (Cu) 6.4 8.3 0.3 - 38 19

Manganeso (Mn) 5.02 6.25 0.5 - 32 38 Cromo (Cr) 1.07 0.64 0.3 - 2.2 12 Níquel (Ni) 0.90 0.59 0.2 - 3.7 34

Cadmio (Cd) 0.71 2.17 <.05 - 10.8 24 Mercurio (Hg) 0.28 0.79 <.0002 - 4.0 35 Arsénico (As) 0.16 0.18 0.03 - 0.5 12 Selenio (Se) 0.076 0.074 <.02 - 0.3 13

a - Valores son concentraciones en mg/l, a menos que se indique lo contrario. b - DQO soluble es el 6% de la DQO total. c - Mediana. Al ser tratados en las plantas de aguas residuales, los sólidos de los tanques sépticos se mezclan frecuentemente con el influente. En algunas situaciones, sin embargo, se trata o se le da un tratamiento por separado. Estos sólidos también pueden ser adicionados directamente al lodo de las aguas residuales. Normalmente estos sólidos son transportados en camiones y descargados inmediatamente al sistema de tratamiento, o almacenados temporalmente y adicionados gradualmente al agua residual o lodo. Por consiguiente en muchos casos se recomienda el uso de tanques de almacenamiento para los sólidos de las fosas sépticas. 2.2.CUANTIFICACIÓN DEL LODO En la tabla 2.16 se presentan las cantidades de lodo producidas por diferentes procesos y operaciones. En la tabla 2.17 se presenta información correspondiente a la concentración de los lodos que se pueden esperar para los diferentes procesos. Aunque los valores presentados en la tabla 2.16 se pueden utilizar tal como se presentan, se debe considerar que la cantidad de lodo producido por cada proceso varía considerablemente.

55

Tabla 2.16. Informacion acerca de las caracteristicas y cantidades tipicas de lodos producidos por varios procesos y operaciones de tratamiento de aguas

residuales

Procesos y operaciones de tratamiento

Gravedad específica de

los sólidos en el lodo

Gravedad específica del lodo

Sólidos Secos, lb/10³ gal

Rango Típico Sedimentación primaria

Lodos activados Filtro Percolador

Aireación extendida Lagunas de aireación

Filtración Remoción de algas

1.40 1.25 1.45 1.30 1.30 1.20 1.20

1.020 1.005 1.025 1.015 1.010 1.005 1.005

0.9-1.4 0.6-0.8 0.5-0.8 0.7-1.0 0.7-1.0 0.1-0.2 0.1-0.2

1.25 0.70 0.60 0.80a

0.80a

0.15 0.15

Adición de substancias químicas a los tanques de sedimentación primaria para remoción de

fósforo Cal bajo (350-500 mg/l) Cal alta (800-1,600 mg/l)

Nitrificación de crecimiento suspendido Desnitrificación de crecimiento suspendido

Filtros de desbaste

1.90 2.20

-- 1.20 1.28

1.040 1.050

-- 1.005 1.020

2.0-3.3 5.0-11.0

-- 0.1-0.25

--

2.50b 6.60b

--c 0.15 --d

a. Asumiendo que no existe tratamiento primario. b. Además del lodo normalmente removido por la sedimentación primaria c. Despreciable d. Incluidos en la producción de lodos de los procesos de tratamientos biológicos secundarios Nota: lb/10³gal x 120.48 = kg/10³ m³

Tabla 2.17. Concentracion esperada de los lodos producidos por varios procesos y operaciones de tratamiento de aguas residuales

Operaciones y procesos Concentración de sólidos en el

lodo, % de sólidos secos Rango Típico

Tanque de Sedimentación Primaria Lodo primario

Lodo primario a ciclón Lodo primario y lodos activados

Lodo primario y humus de los filtros percoladores Lodo primario con adición de fierro para remoción de fósforo

Lodo primario con adición baja de cal para remoción de fósforo

Lodo primario con alta adición de cal para remoción de fósforo

Residuos

4.0-10.0 0.5-3.0 3.0-8.0 4.0-10.0 0.5-3.0 2.0-8.0 4.0-16.0 3.0-10.0

5.0 1.5 4.0 5.0 2.0 4.0

10.0 5.0

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Operaciones y procesos Concentración de sólidos en el lodo, % de sólidos secos

Rango Típico Tanque de sedimentación secundario

Lodos activados residuales Con sedimentos primarios Sin sedimentos primarios

Lodos activados con oxígeno de alta pureza Con sedimentos primarios Sin sedimentos primarios

Lodos de humus de filtros percoladores Lodos de reactores de biológicos giratorios

0.5-1.5 0.8-2.5

1.3-3.0 1.4-4.0 1.0-3.0 1.0-3.0

0.8 1.3

2.0 2.5 1.5 1.5

Espesamiento por gravedad Solo lodo primario

Lodo primario y lodos activados Lodo primario y humus de filtros percoladores

5.0-10.0 2.0-8.0 4.0-9.0

8.0 4.0 5.0

Espesador por flotación Solo lodos activados

Con adición de substancias químicas Sin adición de substancias químicas

4.0-6.0 3.0-5.0

5.0 4.0

Espesamiento centrífugo Solo lodos activados

4.0-8.0

5.0

Espesador de gravedad de bandas Solo lodos activados con adición de substancias químicas

3.0-6.0

5.0

Digestor anaerobio Solo lodos primarios

Lodos primarios y lodos activados Lodos primarios y humus de filtros percoladores

5.0-10.0 2.5-7.0 3.0-8.0

7.0 3.5 4.0

Digestor aerobio Solo lodos primarios

Lodos primarios y lodos activados Lodos primarios y humus de filtros percoladores

2.5-7.0 1.5-4.0 0.8-2.5

3.5 2.5 1.3

2.2.1.Variaciones de Cantidad La cantidad de sólidos que entran a la planta de tratamiento de aguas residuales puede variar en un rango muy amplio. Para poder diseñar la capacidad que deben tener los equipos para poder manejar estas variaciones el diseñador debe tomar en cuenta: (1) el promedio y la tasa máxima de producción de lodos y (2) el potencial de almacenamiento de lodos que tienen los equipos en la planta. 2.2.2.Relaciones de Volumen-Peso El volumen de los lodos depende principalmente de su contenido de agua y, sólo ligeramente, en las características del material sólido. Si la materia sólida de un lodo está compuesta básicamente por sólidos fijos (minerales) y volátiles (orgánicos), la gravedad específica de toda la materia sólida se puede calcular utilizando la ecuación 1-9:

W

SW

SW

Ss

s w

f

f w

v

v wρ ρ ρ= + (1-9)

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donde, Ws = peso de sólidos Ss = gravedad específica de los sólidos ρw = densidad del agua Wf = peso de los sólidos fijos (materia mineral) Sf = gravedad específica de los sólidos fijos Wv = peso de los sólidos volátiles Sv = gravedad específica de los sólidos volátiles El volumen de un lodo se puede calcular utilizando la siguiente ecuación: ¡Error! No se pueden crear objetos modificando códigos de campo. (1-10) donde, Ws = peso de sólidos, kg ρw = densidad del agua, kg/m³ Ssl = gravedad específica del lodo Ps = porcentaje de sólidos, expresado como decimal 2.3.LEGISLACIÓN MEXICANA RELATIVA A LA DISPOSICIÓN DE LOS LODOS DE PLANTAS DE TRATAMIENTO DE AGUAS RESIDUALES Las leyes fundamentales que rigen la disposición de los lodos de las plantas de aguas residuales son: La Ley General del Equilibrio Ecológico y la Protección al Ambiente, que entró en vigor el 1° de marzo de 1988, el Reglamento de la Ley General del Equilibrio Ecológico y la Protección al Ambiente en Materia de Residuos Peligrosos publicado en el Diario Oficial de la Federación el 25 de noviembre de 1988, la Norma oficial mexicana NOM-CRP-001-ECOL/93 publicada en el Diario Oficial de la Federación el 22 de octubre de 1993, y la Norma oficial mexicana NOM-CCA-031-ECOL/1993 publicada en el Diario Oficial de la Federación el 18 de octubre de 1993. La Ley de Aguas Nacionales, publicada en el Diario Oficial de la Federación el 1° de diciembre de 1992, y el Reglamento de la Ley de Aguas Nacionales publicado en el Diario Oficial de la Federación el 12 de enero de 1994. Con respecto al impacto ambiental no existe una reglamentación específica al manejo de lodos, sino que esta es común para cualquier tipo de obra que tenga efectos en el ambiente. Dicha reglamentación está incluida en el Reglamento de la Ley General de Equilibrio Ecológico y la Protección al Ambiente en Materia de Impacto Ambiental, publicado en el Diario Oficial de la Federación el 7 de junio de 1988.

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2.3.1.Ley General del Equilibrio Ecológico y la Protección al Ambiente Artículo 120 Para evitar la contaminación del agua, quedan sujetos a regulación federal o local: VII. El vertimiento de residuos sólidos en cuerpos y corrientes de agua. Artículo 136 Los residuos que se acumulen o puedan acumularse y se depositen o infiltren en los suelos deberán reunir las condiciones necesarias para prevenir o evitar: I. La contaminación del suelo; II. Las alteraciones nocivas en el proceso biológico de los suelos; III. Las alteraciones en el suelo que alteren su aprovechamiento, uso o explotación; y IV. Riesgos y problemas de salud. Artículo 139 Toda descarga, depósito o infiltración de sustancias o materiales contaminantes en los suelos se sujetará a lo que disponga esta Ley, sus disposiciones reglamentarias y las normas técnicas ecológicas que para tal efecto se expidan. COMENTARIO Las disposiciones del artículo 120 son similares a las incluidas en la Ley de Aguas Nacionales. Están reglamentadas mediante normas oficiales mexicanas y mediante los permisos de descarga (que incluyen a las condiciones particulares de descarga) incluidos en el reglamento de la Ley de Aguas Nacionales. Las disposiciones de los artículos 138 y 139 están reglamentadas mediante normas oficiales mexicanas y mediante el reglamento de la ley en materia de residuos peligrosos. No existe reglamentación en el caso de que no sean peligrosos y se depositen en terrenos de cultivo o en rellenos sanitarios. 2.3.2.Reglamento de la Ley General del Equilibrio Ecológico y la Protección al Ambiente en Materia de Residuos Peligrosos Artículo 4 Compete a la Secretaría: I. Determinar y publicar en el Diario Oficial de la Federación los listados de residuos peligrosos, así como sus actualizaciones, en los términos de la Ley; Artículo 8

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El generador de residuos peligrosos deberá: I. Inscribirse en el registro que para tal efecto establezca la Secretaría; II. Llevar una bitácora mensual sobre la generación de sus residuos peligrosos; III. Dar a los residuos peligrosos, el manejo previsto en el Reglamento y en las normas técnicas ecológicas correspondientes; IV. Manejar separadamente los residuos peligrosos que sean incompatibles en los términos de las normas técnicas ecológicas respectivas; V. Envasar sus residuos peligrosos, en recipientes que reúnan las condiciones de seguridad previstas en este Reglamento y en las normas técnicas ecológicas correspondientes; VI. Identificar a sus residuos peligrosos con las indicaciones previstas en este Reglamento y en las normas técnicas ecológicas respectivas; VII. Almacenar sus residuos peligrosos en condiciones de seguridad y en áreas que reúnan los requisitos previstos en el presente Reglamento y en las normas técnicas ecológicas correspondientes; VIII. Transportar sus residuos peligrosos en los vehículos que determine la Secretaría de Comunicaciones y Transportes y bajo las condiciones previstas en este Reglamento y en las normas técnicas ecológicas que correspondan; IX. Dar a sus residuos peligrosos el tratamiento que corresponda de acuerdo a lo dispuesto en el Reglamento y a las normas técnicas ecológicas respectivas; X. Dar a sus residuos peligrosos la disposición final que corresponda de acuerdo con los métodos previstos en el Reglamento y conforme a lo dispuesto por las normas técnicas ecológicas aplicables; XI. Remitir a la Secretaría, en el formato que ésta determine, un informe semestral sobre los movimientos que hubiere efectuado con sus residuos peligrosos durante dicho periodo, y XII. Las demás previstas en el Reglamento y en otras disposiciones aplicables. Artículo 31 La disposición final de residuos peligrosos se sujetará a lo previsto en este Reglamento y a las normas técnicas ecológicas que se expidan. Los sistemas apara la disposición final de residuos peligrosos son: I. Confinamientos controlados; II. Confinamientos en formaciones geológicas estables, y III. Receptores de agroquímicos. Los receptores de agroquímicos sólo podrán confinar residuos de agroquímicos o sus envases.

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2.3.3.Norma oficial mexicana NOM-CRP-001-ECOL/93 Artículo 5.2 Se consideran como peligrosos los residuos clasificados en las tablas 1 (anexo 2), 2 (anexo 3), y 3 y 4 (anexo 4), así como los considerados en el punto 5.5. En casos específicos y a criterio de la Secretaría de Desarrollo Social, podrán ser exceptuados aquellos residuos que habiendo sido listados como peligrosos en las tablas 1, 2, 3, y 4 de los mencionados anexos, puedan ser considerados como no peligrosos porque no excedan los parámetros establecidos para ninguna de las características indicadas en el punto 5.5. Anexo 3 Tabla 2 Clasificacion de los residuos por fuente no especifica

No. de fuente 1.1 Fuentes no

específicas

Clave CRETIB (T)

Residuo peligroso

No. INE RPNE1.1/02

Lodos de desecho del tratamiento biológico de aguas residuales que

contenga cualquier sustancia tóxica al ambiente en concentraciones mayores a los límites señalados en el artículo

5.5 de esta norma

Artículo 5.5 Además de los residuos peligrosos comprendidos en las tablas 1 (anexo 2), 2 (anexo 3), y 3 y 4 (anexo 4) , se considerarán peligrosos aquellos que presenten una o más de las siguientes características: corrosividad, reactividad, explosividad, toxicidad, inflamabilidad y/o biológico infecciosas; atendiendo a los siguientes criterios: 5.5.4 Un residuo se considera peligroso por su toxicidad al ambiente cuando presenta la siguiente propiedad: 5.5.4.1 Cuando se somete a la prueba de extracción para toxicidad conforme a la norma oficial mexicana NOM-CRP-002-ECOL/1993, el lixiviado de la muestra representativa que contenga cualquiera de los constituyentes listados en las tablas 5, 6 y 7 (anexo 5) en concentraciones mayores a los límites señalados en dichas tablas. 5.5.6 Un residuo con características biológico infecciosas se considera peligroso cuando presenta cualquiera de las siguientes propiedades: 5.5.6.1 Cuando el residuo contiene bacterias, virus u otros microorganismos con capacidad de infección. 5.5.6.2 Cuando contiene toxinas producidas por microorganismos que causen efectos nocivos a los seres vivos.

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Anexo 5 Tabla 5 Caracteristicas del lixiviado (pect) que acen peligrosos a un residuo por

su toxicidad al ambiente No. de INE Constituyentes inorgánicos Concentración máxima permitida (mg/l)

C.I.01 Arsénico 5.0 C.I.02 Bario 100.00 C.I.03 Cadmio 1.0 C.I.04 Cromo hexavalente 5.0 C.I.05 Níquel 5.0 C.I.06 Mercurio 0.2 C.I.07 Plata 5.0 C.I.08 Plomo .0 C.I.09 Selenio 1.0

Tabla 6 Constituyentes organicos

No. de INE Constituyentes orgánicos Concentración máxima permitida (mg/l)

C.O.01 Acrilonitrilo 5.0 C.O.02 Clordano 0.03 C.O.03 o-Cresol 200.0 C.O.04 m-Cresol 200.0 C.O.05 p-Cresol 200.0 C.O.06 Ácido 2,4-diclorofenoxiacético 10.0 C.O.07 2,4-Dinitrotolueno 0.13 C.O.08 Endrin 0.02 C.O.09 Heptacloro (y su epóxido) 0.008

C.O.010 Hexacloroetano 3.0 C.O.011 Lindano 0.4 C.O.012 Metoxicloro 10.0 C.O.013 Nitrobenceno 2.0 C.O.014 Pentaclorofenol 100.0 C.O.015 2,3,4,6-Tetraclorofenol 1.5 C.O.016 Toxafeno (Canfenoclorado técnico) 0.5 C.O.017 2,4,5-Triclorofenol 400.0 C.O.018 2,4,6-Triclorofenol 2.0 C.O.019 Ácido 2,4,5-Tricloro fenoxipropiónico (Silvex) 1.0

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Tabla 7Constituyente organico volatil

No.deINE Constituyente orgánico volátil Concentración máxima permitida (mg/l)

C.V.01 Benceno 0.5 C.V.02 Éter bis (2-cloro etílico) 0.05 C.V.03 Clorobenceno 100.0 C.V.04 Cloroformo 6.0 C.V.05 Cloruro de metileno 8.6 C.V.06 Cloruro de vinilo 0.2 C.V.07 1,2-Diclorobenceno 4.3 C.V.08 1,4-Diclorobenceno 7.5 C.V.09 1,2-Dicloroetano 0.5 C.V.010 1,1-Dicloroetileno 0.7 C.V.011 Disulfuro de carbono 14.4 C.V.012 Fenol 14.4 C.V.013 Hexaclorobenceno 0.13 C.V.014 Hexacloro-1,3-butadieno 0.5 C.V.015 Isobutanol 36.0 C.V.016 Etilmetilcetona 200.0 C.V.017 Piridina 5.0 C.V.018 1,1,1,2-Tetracloroetano 10.0 C.V.019 1,1,2,2-Tetracloroetano 1.3 C.V.020 Tetracloruro de carbono 0.5 C.V.021 Tetracloroetileno 0.7 C.V.022 Tolueno 14.4 C.V.023 1,1,1-Tricloroetano 30.0 C.V.024 1,1,2-Tricloroetano 1.2 C.V.025 Tricloroetileno 0.5

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COMENTARIO El resultado de la legislación de residuos peligrosos que se deriva del Reglamento es que, en base al artículo 4 y a la NOM-CRP-001-ECOL/1993, los residuos de las plantas de tratamiento de aguas residuales mediante procesos biológicos son peligrosos, y por lo tanto deben cumplir con lo especificado en los artículos 8 y 13 del reglamento. Curiosamente los lodos provenientes de un tratamiento primario o de un tratamiento físico químico de las aguas residuales no son considerados peligrosos por no estar incluidos en la norma mencionada. La misma norma establece el procedimiento para determinar si un residuo es peligroso o no. La generalidad de los lodos producidos en plantas de tratamiento de aguas residuales municipales no son peligrosos, sin embargo, no cumplen, a no ser que hayan recibido un tratamiento similar al de la clase A de la norma de los Estados Unidos de América, con la parte 5.5.6 de la norma que se refiere a las características biológico infecciosas de los lodos. 2.3.4.Norma oficial mexicana NOM-CCA-031-ECOL/1993 Artículo 5 Especificaciones Las descargas de aguas residuales provenientes de la industria, actividades agroindustriales, de servicios y el tratamiento de aguas residuales a los sistemas de drenaje y alcantarillado urbano o municipal a que se refiere esta norma debe cumplir con las especificaciones que se indican en la tabla 1.

Tabla 1. Parametros Parámetros Límites máximos permisibles

Promedio diario Instantáneo Temperatura (°C) - 40

pH (unidades de pH) 6 a 9 6 a 9 Sólidos sedimentables (ml/L) 5 10

Grasas y aceites (mg/l) 60 100 Conductividad eléctrica (micromhos/cm) 5,000 8,000

Aluminio (mg/L) 10 20 Arsénico (mg/L) 0.5 1.0 Cadmio (mg/L) 0.5 1.0

Cianuros (mg/L) 1.0 2.0 Cobre (mg/L) 5 10

Cromo hexavalente (mg/L) 0.5 1.0 Cromo total (mg/L) 2.5 5.0 Fluoruros (mg/L) 3 6 Mercurio (mg/L) 0.01 0.02

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Parámetros Límites máximos permisibles Promedio diario Instantáneo

Níquel (mg/L) 4 8 Plata (mg/L) 1.0 2.0 Plomo (mg/L) 1.0 2.0 Zinc (mg/L) 6 12

Fenoles (mg/L) 5 10 Sustancias activas al azul de metileno (mg/L) 30 60

COMENTARIO En lo que respecta a lodos de plantas de tratamiento de aguas residuales esta norma tiene el efecto de que las plantas de tratamiento para reúso tendrán que tratar sus lodos en lugar de regresarlos al drenaje para que se traten en la planta principal del sistema de alcantarillado. 2.3.5.Ley de Aguas Nacionales Artículo 86 "La Comisión" tendrá a su cargo: VI. Promover o realizar las medidas necesarias para evitar que basura, desechos, materiales y sustancias tóxicas, y lodos producto de los tratamientos de aguas residuales, contaminen las aguas superficiales o del subsuelo y los bienes que señala el artículo 113. 2.3.6.Reglamento de la Ley de Aguas Nacionales Artículo 148 Los lodos producto del tratamiento de las aguas residuales deberán estabilizarse en los términos de las disposiciones legales y reglamentarias en la materia. Los sitios para su estabilización deberán: I. Impermeabilizarse con materiales que no permitan el paso de lixiviados, y II. Contar con drenes o con estructuras que permitan la recolección de lixiviados Cuando los lodos una vez estabilizados y desaguados presenten concentraciones no permisibles de sustancias peligrosas contraviniendo las normas oficiales mexicanas, deberán enviarse a sitios de confinamiento controlado aprobados por la autoridad competente, conforme a la normatividad aplicable en materia de residuos peligrosos. Las aguas producto del escurrimiento y de los lixiviados deberán ser tratadas antes de descargarse a cuerpos receptores.

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Artículo 151 Se prohibe depositar, en los cuerpos receptores y zonas federales, basura, materiales, lodos provenientes del tratamiento de descargas de aguas residuales y demás desechos o residuos que por efecto de disolución o arrastre, contaminen las aguas de los cuerpos receptores, así como aquellos desechos o residuos considerados peligrosos en las normas oficiales mexicanas respectivas. COMENTARIO Las normas a que se refieren los artículos de la ley y del reglamento para la disposición de los lodos no se han publicado, excepto las referentes a residuos peligrosos fundamentadas en la Ley General del Equilibrio Ecológico y la Protección del Ambiente. En cuanto a los artículos del Reglamento, el 148 no queda claro si se refiere a los "sitios para la estabilización" o a los sitios de disposición de los lodos. En este último caso no existen normas al respecto. Para el caso de la disposición de los lodos en forma líquida a cuerpos receptores, el Reglamento indica que se requiere un permiso de descarga, el cual incluye las condiciones particulares de descarga. 2.3.7.Reglamento de la Ley General del Equilibrio Ecológico y la Protección al Ambiente en Materia de Impacto Ambiental Artículo 4 En materia de impacto ambiental compete a la Secretaría: I. Autorizar la realización de las obras o actividades públicas o de particulares a que se refieren los artículos 5 y 36 del Reglamento; Artículo 5 Deberán contar con previa autorización de la Secretaría, en materia de impacto ambiental, las personas físicas o morales que pretendan realizar obras o actividades, públicas o privadas, que puedan causar desequilibrios ecológicos o rebasar los límites y condiciones señalados en los reglamentos y las normas técnicas ecológicas emitidas por la Federación para proteger el ambiente, así como cumplir los requisitos que se les impongan, tratándose de las materias atribuidas a la Federación por los artículos 5 y 29 de la Ley, particularmente los siguientes: I. Obra pública federal II. Obras hidráulicas

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Artículo 6 Para obtener la autorización a que se refiere el artículo 5 del Reglamento, el interesado, en forma previa a la realización de la obra o actividad de que se trate, deberá presentar a la Secretaría una manifestación de impacto ambiental. En el caso de obras o actividades consideradas como altamente riesgosas, además de lo dispuesto en el párrafo anterior, deberá presentarse a la Secretaría un estudio de riesgo en los términos previstos por los ordenamientos que rijan dichas actividades. COMENTARIO Esta reglamentación es aplicable en el caso de que se realicen obras específicas para el manejo y disposición de los lodos, fuera de los límites de la planta de tratamiento de aguas residuales, la cual ya debe contar con un estudio de impacto ambiental, como puede ser un relleno sanitario dedicado para la disposición de los lodos o la aplicación de los mismos al terreno. 2.4.COSTOS DE LOS SISTEMAS DE MANEJO DE LODOS 2.4.1.Generalidades En cada uno de los procesos descritos a lo largo de esta guía, se tiene un algoritmo de cálculo de costos, así como las curvas de costos desarrolladas. Para poder tener una visión más amplia al respecto y para que evitar que los datos obtenidos sean menores o mayores a los reales es necesario entender perfectamente como se desarrollaron dichas curvas, a continuación se describe este proceso. 2.4.2.Desarrollo del Tren de Proceso del Manejo de Lodos El diseñador deberá instalar un tren de proceso para el manejo de lodos (y/o trenes alternativos). Este paso consistirá en una figura o figuras que representen el tren de proceso a seguir, empezando con el lodo crudo y terminando en su disposición o reciclaje. Existen diversas formas de combinar los procesos, tal como se muestra en la Figura 1.5. Se asume que el diseñador evaluará un esquema de proceso de manejo de lodos antes de estimar los costos.

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2.4.3.Desarrollo del balance de masa del volumen de lodos y la concentracion de lodos que entran y salen de cada proceso. La mayoría de los algoritmos utilizados para el cálculo de las curvas de costos requieren, como dato de entrada, el volumen de lodos que se alimentan al proceso y la cantidad de sólidos suspendidos en el lodo. Por lo tanto, es primordial que al utilizar esta guía se tenga un cálculo aproximado del balance de masa para obtener el volumen de lodos y la concentración de sólidos suspendidos que entran y salen de cada proceso unitario del esquema completo de tratamiento de lodos. Se debe considerar que el volumen de lodo crudo nunca es el mismo del lodo tratado que sale del esquema de tratamiento. Cada proceso sucesivo de lodo tiende a disminuir el volumen, por medio de la compactación y la eliminación de agua, y la masa del sistema (solamente la digestión). Asimismo, la concentración de sólidos suspendidos va cambiando a través de cada uno de los procesos de tratamiento a que es sometido. Para poder estimar el volumen de lodos y la concentración de sólidos que entran a cada proceso unitario, el estimador de costos deberá llevar a cabo el siguiente procedimiento: 1. Calcular el volumen, concentración de lodos y peso de los sólidos secos del lodo producidos en el tren de tratamiento de aguas residuales. 2. Dibujar un diagrama de flujo del tren propuesto para el tratamiento de lodos. 3. Identificar todas las corrientes que entran y salen de cada proceso de manejo de lodos. Las corrientes consistirán, básicamente, en corriente de entrada, de salida y de reflujo. 4. Para cada proceso, identificar y calcular la relación entre las corrientes de entrada y de salida en términos de masa, volumen y concentración de lodos. Para poder llevar a cabo este punto, es necesario conocer la capacidad de captura de lodos y los parámetros de conversión de cada proceso. La capacidad de captura de lodos y los parámetros de conversión para cada proceso de tratamiento de lodos dependen de una serie de factores, incluyendo:

• Tipo de lodo a tratar, particularmente el porcentaje de lodo activado. • Si el lodo ha sido estabilizado o no. • Tipo y cantidad utilizada de substancias químicas para acondicionar los lodos. • Tasas de carga hidráulica y de masa de cada proceso.

5. Tabular el volumen de lodos y la concentración de sólidos para cada corriente identificada en el punto 3. 2.4.4.Importancia de las Premisas Listadas para cada Curva 2.4.4.1.Curvas de Costo en Capital El diseñador deberá poner especial atención a las premisas listadas para cada curva de costo. Particularmente en las curvas de costo base total, deberá tomar en cuenta

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el número de horas de operación por día y de días a la semana, que para muchos procesos es de 8 h/d y 7 d/semana. Generalmente, las plantas de tratamiento más grandes operan los procesos 16 o 24 h/d. Si el proceso, para el cual se van a calcular los costos, opera más horas de las asumidas para el cálculo de la curva, el costo base total deberá ajustarse proporcionalmente. Este ajuste se hace moviéndose hacia abajo sobre la curva, calculando un volumen anual de lodos para un proceso, operando bajo las condiciones propuestas en la curva a una capacidad de diseño equivalente. Por ejemplo, el costo base total para el desaguado con filtros de banda que opera 55 h/semana (8 h/d, 7 d/semana), con un volumen anual de lodos de 189,270 m³/año con sólidos suspendidos al 2%, es de N$4.36 millones. Si, por el contrario, se planea operar el sistema de desaguado 140 h/semana (20 h/d, 7 d/semana) el costo base total, utilizando el volumen anual de lodos directamente, sería demasiado alto. Se debe obtener una capacidad de diseño equivalente, disminuyendo el volumen de lodos en una proporción de 8:20 (ej., multiplicar el volumen anual de lodos, 189,270 , por 0.4 = 75,708 m³/año). El costo base total se estima entonces utilizando las curvas de costos. Para este ejemplo el valor es de N$2.11 millones. Para los procesos que operan las 24 horas del día, los costos incluyen equipo de relevo y almacenamiento necesarios para una operación segura durante un paro para limpieza y mantenimiento. Sin embargo, para los procesos que operan solamente 8 h/d, tales como desaguado, no tienen considerado costos por equipo de relevo, sin embargo, debe considerarse que la operación en dos turnos puede compensar el tiempo perdido por el paro o compostura de uno de los equipos. Los requerimientos de equipo de relevo son muy variables dependiendo de las especificaciones de operación de cada planta, la confiabilidad del proceso considerado, la disponibilidad de almacenamiento, capacidad de operación y la filosofía de operación del dueño de la planta. Por lo tanto, el diseñador deberá incluir la capacidad del equipo de relevo y de almacenamiento para el cálculo de los ajustes de costos de los procesos. El costo del terreno está incluido en aquellos procesos en donde el terreno es un elemento de costo mayor. Los procesos que incluyen el costo del terreno son:

• Lechos de secado • Composteo - Con aereación mecánica • Composteo - En camellones • Disposición de lodos en un relleno sanitario

2.4.4.2.Curvas de Gastos de Operación y Mantenimiento Para cada uno de los procesos incluidos en este manual, existe una curva de Gastos de Operación y Mantenimiento. Cada proceso tiene diferentes premisas, pero los costos unitarios utilizados para todos los procesos son:

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Tabla 3 Costos unitarios Concepto Variable Unidad Valor

COSTO DE LA MANO DE OBRA COSTL N$/h 139.00 COSTO DE LA ELECTRICIDAD COSTE N$/Kwh 0.28

COSTO DEL DIESEL COSTDF N$/l 0.87 COSTO DEL TERRENO LANDCST N$/m² 100.00

COSTO DEL DESMONTE BCLRCST N$/m² 2.35 COSTO DEL MOVIMIENTO REDUCIDO DE

TIERRAS LGEWCST N$/m² 1.13

COSTO DEL MOVIMIENTO MODERADO DE TIERRAS MGEWCST N$/m² 2.27

COSTO DEL MOVIMIENTO EXTENSO DE TIERRAS EGEWCST N$/m² 5.67 COSTO DE LAS EXCAVACION UPIEX N$/m³ 3.24

COSTO DE PARED DE CONCRETO UPICW N$/m³ 622.96 COSTO DE LOSA DE CONCRETO UPICS N$/m³ 622.96

RENTA DE GRUA PARA INSTALACION DE EQUIPO UPICR N$/h 198.00 Otros costos utilizados para el cálculo de las curvas de costos fueron:

Concepto Variable Unidad Valor PRECIO DE LA CAL LMCST N$/kg 0.537

PRECIO DEL CLORURO FERRICO FCCST N$/kg 0.993 PRECIO DEL POLIMERO PCST N$/kg 5.803

2.4.5.Costo Total del Proyecto 2.4.5.1.Ajuste de los Costos por Inflación Los costos obtenidos de las curvas de Costo Base Total y Gastos Anuales de Operación y Mantenimiento fueron calculados para el primer semestre de 1994, sin embargo deberán ajustarse para su uso en años posteriores. Los costos se ajustan utilizando el Índice de Costos de Construcción del Engineering News Record (ENRCCI). El Índice Marshall & Swift se utiliza para ajustar el costo de los equipos o los costos combinados en donde el costo del equipo es el elemento mayor. El resto de los costos se ajusta utilizando el ENRCCI. El valor de los índices utilizados para el cálculo de las curvas de costos para el primer trimestre de 1994 y para mayo de 1994, respectivamente, es:

INDICE MARSHALL AND SWIFT MSECI 3,357.16 INDICE DE COSTOS DE CONSTRUCCION DEL ENGINEERING NEWS RECORD

ENRCCI

18,377.00

2.4.5.2.Desarrollo del Costo Base Total

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El costo base total calculado (TBCC) en este manual para los procesos de tratamiento de lodos incluye costos de infraestructura, trabajos mecánicos, de equipo, trabajos eléctricos e instrumentación. No incluyen los costos de diseño de ingeniería, supervisión de construcción, administración o asuntos legales, intereses durante la construcción ni contingencias, estos costos deberán ser estimados aparte y agregados al TBCC estimado mediante las curvas para poder obtener el costo total del proyecto. 2.4.5.3.Desarrollo del Gasto Anual de Operación y Mantenimiento Los gastos de operación y mantenimiento de este manual no incluyen los gastos por administración ni de muestreo y análisis de laboratorio. Estos costos deberán ser estimados aparte y sumados al gasto estimado mediante las curvas. El Gasto Anual de Operación y Mantenimiento calculado mediante las curvas se incrementará aproximadamente en un 30% gracias a estos elementos. El Gasto Total del proyecto calculado como se dice en el párrafo anterior, tampoco incluye las ganancias por la venta del lodo tratado, productos de composta o subproductos del tratamiento de los lodos (ej. metano generado en la digestión anaerobia). Si el usuario tiene el valor de las utilidades generadas por estas actividades se pueden restar al Gasto Total Anual de Operación y Mantenimiento. 2.4.5.4.Desarrollo del Costo Total del Proyecto El costo total del proyecto se determina combinando el TBCC y el Gasto Total Anual de Operación y Mantenimiento. Existen dos formas para el cálculo de dicho costo: el uso del costo anual total o el uso del valor presente neto. Si se va a utilizar el costo anual total, el TBCC se deberá amortizar utilizando la tasa de interés apropiada y el período de tiempo deseado. 1. Cálculo del factor de recuperación de capital: CRF = i (1 + i)pp / (1 + i)pp - 1 donde: CRF = Factor de recuperación del capital, porcentaje en forma decimal/año i = Tasa de interés, porcentaje anual (decimal) pp = Período de tiempo, años 2. Cálculo del costo de capital anual amortizado: ACC = (CRF) (PC) donde:

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ACC = Costo de Capital Anual Amortizado, N$/año PC = TBCC, N$ El costo de capital anual amortizado se suma al gasto total anual de operación y mantenimiento para obtener el costo total anual del proyecto. El segundo método para comparar diferentes proyectos consiste en el uso del valor presente neto, es decir se expresa el total de los desembolsos a lo largo de un período de tiempo en moneda actual. Para obtener el costo total del proyecto, se suma el gasto anual de operación y mantenimiento expresado en moneda actual y el TBCC. VAN = GOMA / (1+i)t donde: GOMA = Gasto Anual de Operación y Mantenimiento i = Tasa de interés t = Tasa de descuento El costo total del proyecto calculado mediante el método explicado anteriormente no incluye el valor de rescate de los equipos y otros datos que generalmente se incluyen cuando se lleva a cabo un cálculo de valor presente neto. El usuario deberá tomar en cuenta que los equipos y la infraestructura que tenga un tiempo de vida más largo que el período escogido para el cálculo tienen un valor de rescate que se calcula utilizando una depreciación uniforme a lo largo del período de tiempo utilizado. El terreno tiene un valor de rescate único, es decir, su valor sube a lo largo del tiempo a una tasa anual del 3% aproximadamente. El costo total del proyecto no incluye los siguientes elementos que se relacionan con la planta de tratamiento completa, como:

• Tuberías • Planta auxiliar de energía • Caminos e iluminación • Administración, laboratorios y mantenimiento de las instalaciones y edificios

Es necesario incluir los costos de los elementos mencionados anteriormente, ya que estos varían para cada alternativa. 2.5.FACTORES DE CONVERSION MAS USUALES Para facilitarle y agilizar los cálculos que el diseñador llevará a cabo al utilizar esta guía, se presenta una tabla de conversión de unidades, de inglesas a métricas, de las unidades más comunes en el área de tratamiento de lodos .

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Tabla 4 conversion de unidades Unidad Multiplicar por Unidad Aceleración ft/s² 0.3048 m/s² in/s² 0.0254 m/s² Area acre 0.4047 ha acre 4.0469 x 10-3 km² ft² 9.2903 x 10-2 m² in² 6.4516 cm² mi² 2.5900 km² yd² 0.8361 m² Energía Btu 1.0551 kJ ft.lbf 1.3558 J hp.h 2.6845 MJ kW.h 3600 kJ kW.h 3600 x 106 J W.h 3.600 kJ W.s 1.000 J Fuerza lbf 4.4482 N Gasto Volumétrico ft³/s 2.8317 x 10-2 m³/s gal/d 4.3813 x 10-5 L/s gal/d 3.7854 x 10-3 m³/d gal/min 6.3090 x 10-5 m³/s gal/min 6.3090 x 10-2 L/s Mgal/d 43.8126 L/s Mgal/d 3.7854 x 103 m³/d Mgal/d 4.3813 x 10-2 m³/s Longitud ft 0.3048 m in 2.54 cm in 0.0254 m in 25.4 mm mi 1.6093 km yd 0.9144 m Masa oz 28.3495 g lb 4.5359 x 102 g

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Unidad Multiplicar por Unidad lb 0.4536 kg ton 0.9072 ton métrica ton 1.0160 ton métrica Potencia Btu/s 1.0551 kW ft.lbf/s 1.3558 W hp 0.7457 kW Presión atm 1.0133 x 102 kPa (kN/m²) in Hg 3.3768 x 103 Pa (N/m²)

in H2O 2.4884 x 102 Pa (N/m²) ft H2O 2.9861 kPa (kN/m²)

lbf/in² 47.8803 Pa (N/m²) lbf/in² 6.8948 x 103 Pa (N/m²) lbf/in² 6.8948 kPa (kN/m²) Temperatura °F 0.555(°F-32) °C °F 0.555(°F+459.67) °K Velocidad ft/s 0.3048 m/s mi/h 4.4704 x 10-1 m/s Volumen acre-ft 1.2335 x 103 m³ ft³ 28.3168 L ft³ 2.8317 x 10-2 m³ in³ 16.3871 cm³ yd³ 0.7646 m³ gal 3.7854 x 10-3 m³ gal 3.7854 L oz 2.9573 x 10-2 L

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3.ESPESAMIENTO 3.1.INTRODUCCIÓN El espesamiento sólo es una parte del tratamiento y disposición de los sólidos en las aguas residuales y deberá ser integrado al sistema global de tratamiento, de tal manera que el funcionamiento, tanto del tratamiento líquido como de los sólidos sea optimizado y el costo total minimizado (1-3). El espesamiento consiste en la remoción del agua del lodo para lograr una reducción en el volumen. El material resultante es aún fluido. Los lodos son espesados principalmente para disminuir los costos de capital y operación de los procesos subsecuentes, mediante la reducción del volumen. Dependiendo del proceso seleccionado, el espesamiento puede también proporcionar los siguientes beneficios: mezclado del lodo, igualación del gasto, almacenamiento, remoción de arena, lavado de gases y clarificación. 3.1.1.Evaluación del Proceso Aunque se considera como una buena práctica de diseño el utilizar plantas piloto para seleccionar el sistema de espesamiento, ésta no garantiza una operación exitosa a escala real. El diseño deberá considerar las dificultades involucradas en el paso de una escala a otra y el carácter cambiante del lodo de las aguas residuales. Las principales variables de diseño para cualquier proceso de espesamiento son:

• La concentración de sólidos y gasto del influente; • Demanda de químicos y costo de éstos; • Concentración de sólidos suspendidos y disueltos, así como el gasto del

líquido clarificado; y • Concentración de sólidos y gasto del lodo espesado.

Los criterios específicos para la selección del proceso de espesamiento también dependerán de los procesos de tratamiento seleccionados aguas abajo. 3.1.2.Tipos de Procesos de Espesamiento El espesamiento se logra en tanques de sedimentación; espesadores por gravedad, flotación y centrifugación; y en instalaciones misceláneas, tales como digestores anaerobios secundarios, tanques de elutriación y lagunas de lodos. 3.2.ESPESAMIENTO EN CLARIFICADORES PRIMARIOS Y SECUNDARIOS Se logra un buen espesamiento de lodo primario cuando el lodo está relativamente fresco, se mantiene a un mínimo la aportación de sólidos biológicos y el agua residual está relativamente fría. Si el lodo que se va a extraer del clarificador primario es del cinco al seis por ciento, es indispensable que las instalaciones para el transporte del lodo estén diseñadas para mover dichos sólidos. Esto requerirá de

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tubería corta de succión, una carga neta positiva sobre la succión de la bomba primaria de lodo, miras de inspección de succión en la tubería y un medio positivo para determinar la cantidad bombeada y la concentración de la lechada (5). El espesamiento ha sido mejorado mediante el uso de profundidades de líquido entre 4 y 5 metros, mecanismos de succión en lugar de rastras para extraer el lodo y pendientes ligeras en el piso, de 1:12. Problemas tales como la flotación del lodo, olores, lodo diluido y un efluente primario pobre condujeron al desarrollo de un tanque independiente para el espesado, en lugar de utilizar el tanque de sedimentación. 3.3.ESPESAMIENTO POR GRAVEDAD Los materiales gruesos se espesan como suspensiones de partículas (no floculentas). Sin embargo, los lodos municipales normalmente son suspensiones floculentas que se comportan muy distinto (12). La tabla 3.1 presenta las ventajas y desventajas de los espesadores por gravedad, comparados con otros tipos de espesadores.

Tabla 3.1. Ventajas y desventajas de los espesadores por gravedad Ventajas Desventajas

Proporciona la mayor capacidad Requiere mayor cantidad de de almacenamiento de lodo. terreno.

Requiere el menor nivel de Contribuye a la producción de habilidad de operación. olores.

Proporciona el menor costo de Para ciertos lodos, operación y mantenimiento - la separación sólidos/líquido (especialmente energía). puede ser errática.

- puede producir un lodo muy delgado con el menor grado de concentración.

La figura 3.1 muestra un perfil típico de concentración de sólidos, para lodos municipales dentro de un espesador de operación continua. El lodo que entra al espesador se dispersa parcialmente en el agua en la zona de sedimentación y parcialmente fluye, como corriente de densidad, al fondo de la zona de sedimentación. La fase sólida del lodo, tanto dispersa como en la corriente de densidad, forma flóculos que se sedimentan sobre la parte superior de la zona de espesamiento. Los flóculos en la zona de espesamiento pierden su carácter individual. Estos tienen contactos entre sí y se vuelven parte de una matriz de sólidos comprimidos por la presión de los sólidos sobreyacentes. El agua desplazada fluye hacia arriba, por los canales dentro de la matriz.

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En la toma de decisiones sobre el tamaño del espesador, se deberán evaluar el proceso en la zona de sedimentación así como el proceso de consolidación en la zona de espesamiento; cualquiera de los dos procesos (sedimentación o espesamiento) que requiera mayor área superficial determina el tamaño del espesador. Para lodos municipales, el área requerida para la zona de espesamiento es casi siempre mayor que la zona de sedimentación. 3.3.1.Consideraciones de Diseño del Sistema Los tanques circulares de concreto son la configuración más común para los espesadores por gravedad de operación continua, aunque también se han utilizado tanques circulares de acero y los rectangulares de concreto. La figura 3.2 muestra una instalación típica de espesador por gravedad; la figura 3.3 es una vista transversal de un espesador circular típico (14). Se deberán evaluar los siguientes puntos para cualquier espesador por gravedad:

• Requerimientos mínimos de área superficial,

• Carga hidráulica,

• Requerimientos de torque de transmisión,

• Profundidad total del tanque, y

• Pendiente del piso 3.3.1.1.Requerimientos Mínimos de Área Superficial Si el lodo de determinada instalación está disponible para pruebas, el área superficial requerida se puede encontrar utilizando una columna de sedimentación, elaborando una curva de sedimentación y calculando la carga crítica (kg/m²/h) para ese lodo en particular (4, 13, 15).

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Figura 3.1. Perfil de concentracion tipico para lodo de origen municipal en un

espesador por gravedad operado continuamente

Figura 3.2. Instalacion tipica de espesador por gravedad

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Figura 3.3. Vista transversal de un espesador por gravedad circular tipico

La Tabla 3.2 proporciona los criterios para calcular el área superficial requerida, cuando no hay disponible datos de pruebas y no es posible trabajar con una planta piloto. Se deberá especificar el tipo de lodo (para mezclas, las proporciones aproximadas), el ámbito de concentración de sólidos que se espera en el influente al espesador y la concentración del lodo espesado requerida para procesamiento posterior. La carga de masa también se puede calcular utilizando la siguiente ecuación: SLR = (1.8 * SS + 6) * 0.2034 (2-1) donde, SLR = carga de masa, kg/m²/h SS = contenido de sólidos volátiles en el lodo, %

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Tabla 3.2. Criterios de diseño para area superficial de espesadores por gravedad tipicos a

Conc. Conc. Carga Tipo de Lodo Infl. Esperada de Ref.

Sólidos de Fondo Masa (%) (%) (kg/m²/h)b

Lodos Separados: Primario (PRI) 2 - 7 5 - 10 3.9 - 5.9 16

Filtro Percol. (FP) 1 - 4 3 - 6 1.5 - 2.0 16 Biodisco (BD) 1 - 3.5 2 - 5 1.5 - 2.0 16

Lodo Activado Purgado (LAP) LAP - aire 0.5 - 1.5 2 - 3 0.5 - 1.5 16

LAP - oxígeno 0.5 - 1.5 2 - 3 0.5 - 1.5 17 LAP - aeración ext. 0.2 - 1.0 2 - 3 1.0 - 1.5 16

Lodo digerido anaerobiamente digerido de digestor prim. 8 12 4.9 18

Lodo Acondicionado Térmicamente: PRI sólo 3 - 6 12 - 15 7.8 - 10.3 19

PRI + LAP 3 - 6 8 - 15 5.9 - 8.8 19 LAP sólo 0.5 - 1.5 6 - 10 4.4 - 5.9 19

Lodo Terciario: Alto en Cal 3 - 4.5 12 - 15 4.9 - 12.3 18, 20 Bajo en Cal 3 - 4.5 10 - 12 2.0 - 6.1 18, 20

Alumbre --- --- --- --- Fierro 0.5 - 1.5 3 - 4 0.5 - 2.0 20

Otros Lodos: PRI + LAP 0.5 - 1.5 4 - 6 1.0 - 3.0 20

2.5 - 4.0 4 - 7 1.5 - 3.4 16 PRI + FP 2 - 6 5 - 9 2.5 - 3.9 16 PRI + BD 2 - 6 5 - 8 2.0 - 3.4 16

PRI + Fierro 2 4 1.23 18 PRI + Bajo Cal 5 7 3.9 18 PRI + Alto Cal 7.5 12 4.9 18

PRI + LAP + Fierro 1.5 3 1.23 18 PRI + LAP + Alumbre 0.2 - 0.4 4.5 - 6.5 2.5 - 3.4 20

PRI + Fierro + FP 0.4 - 0.6 6.5 - 8.5 3.0 - 3.9 20 PRI + Fierro + LAP 1.8 3.6 1.23 20

LAP + FP 0.5 - 2.5 2 - 4 0.5 - 1.5 16 PRI + LAP Anaerobiamente digerido 4 8 3.0 18

PRI + LAP + Fierro Anaerobia. digerido 4 6 3.0 18 a - Datos sobre las características del sobrenadante están en otra parte de esta sección. b - Típicamente, este término se da en kg/m²/día. Como la purga al digestor no siempre es continua durante las 24 horas, es más realista utilizar kg/m²/h. 3.3.1.2.Carga Hidráulica La carga hidráulica es importante por dos razones. Primero, está relacionada a la carga de masa. La cantidad de sólidos que entran al espesador es igual al producto del gasto por la concentración de sólidos. Como existen límites superiores definidos para la carga de masa, habrá por consiguiente un límite superior para la carga hidráulica. Segundo, cargas hidráulicas altas provocan un acarreo excesivo de sólidos en el efluente espesado.

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Se han utilizado cargas hidráulicas máximas típicas de 1,200 a 1,600 L/m²/h, principalmente para lodos primarios. Para lodos biológicos como los activados purgados o tipos similares, se aplican tasas mucho más bajas (200 a 400 L/m²/h) (16). La Tabla 3.3 proporciona algunos resultados típicos de operación. Nótese que la carga hidráulica se puede convertir a una velocidad ascendente en el tanque en términos de m/h.

Tabla 3.3. Resultados de operación reportados para varias tasas de desbordamiento en espesadores por gravedad (20, 21)a Conc. Carga Carga Conc. Sólidos

Sitio Tipo Infl. Hidráu- de Sólidos Susp. de Lodob Sólidos lica Masa Espesados Efluente (%) (l/m²/h) (kg/m²/h) (%) (mg/l)

Port Huron, MI P+LAP 0.6 326 1.666 4.7 2,500 Sheboygan, WI P+FP 0.3 759 2.254 8.6 400

P+FP+Al 0.5 775 3.577 7.8 2,000 Grand Rapids, MI LAP 1.2 167 2.058 5.6 140

Lakewood, OH P+FP+Al 0.3 1,053 2.94 5.6 1,400 a - Los valores mostrados son promedios únicamente. Por ejemplo, en Port Huron, MI, la carga hidráulica varía entre 300 y 400 l/m²/h, los sólidos espesados en la extracción del fondo del tanque entre 4.0 y 6.0 por ciento, y los sólidos suspendidos en el efluente sobrenadante, desde 100 hasta 10,000 mg/l. b - P = Lodo Primario FP = Lodo de Filtro Percolador LAP = Lodo Activado Purgado Al = Lodo de Alumbre Si se utilizan las cargas hidráulicas máximas mencionadas arriba, las velocidades máximas para lodos primarios son de 1.0 a 1.3 m/h y para lodo activado purgado de 0.5 a 1.1 m/h. El olor es debido a un tiempo de retención de sólidos excesivo y puede ser controlado mediante la remoción frecuente del lodo espesado del tanque. 3.3.1.3.Requerimientos de Torque de Transmisión El lodo sobre el piso de un espesador circular resiste el movimiento de las rastras, por lo que produce torque. El cálculo del torque para una unidad de transmisión circular está basado en una ecuación simple de viga volada representada por la ecuación 2-2: T = WR2 (2-2) donde: T = torque, m/kg W = carga uniforme - específica del lodo, kg/m (Tabla 3.4) R = radio del tanque, m

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Tabla 3.4. Valores tipicos de carga uniforme (w)

Tipo de Lodo Brazo de Rastras W (kg/ma)

Primario solo (poca arena) 45

Primario solo (con arena) 60

Primario + cal 60 a 90

Lodo activado purgado (LAP) Aire 30

Oxígeno 30

Filtro biológico 30

Acondicionado térmico 120

Primario + LAP 30 a 45

Primario + filtro biológico 30 a 45 a - Las rastras típicamente tienen una velocidad de punta entre 3 y 6 m/min Note que existen varios niveles de torque que deberán ser especificados para espesadores por gravedad circulares (22). La tabla 3.5 relaciona y define las diferentes condiciones de torque. Tabla 3.5. Definicion de los torques aplicables a espesadores por gravedad tipo

circular (22) Torque Normal este es el valor de torque calculado con la ecuación 2-2

Torque de Alarma torque, normalmente 120% del normal, al cual el operador sabe que algo está mal.

Torque de Cierre torque, normalmente 140% del normal, al cual se deberá parar el mecanismo.

Torque Pico

valor de torque, determinado por el proveedor de la unidad de transmisión. Este torque es proporcionado

solamente por un instante y normalmente es del 200% del normal.

3.3.1.4.Profundidad Total del Tanque La profundidad total vertical de un espesador por gravedad está basada en tres consideraciones: bordo libre del tanque, zona de sedimentación (zona de líquido claro y de sedimentación), y zona de compresión y almacenamiento (zona de espesamiento).

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a) Bordo Libre El bordo libre del tanque es la distancia vertical entre la superficie del líquido en el tanque y la parte superior de la pared vertical del tanque. Está en función del diámetro del tanque, tipo de estructura de puente - medio punto o completo - tipo de arreglo de tubería influente, y si hay dispositivos para el desnatado o no. Normalmente será por lo menos de 0.6 a 0.9 m, aunque en algunos casos se han utilizado hasta distancias de 2 a 3 metros. b) Zona de Sedimentación Esta zona comprende la zona teórica del líquido claro y la zona de sedimentación mostrada en la figura 3.1. Típicamente, se requieren de 1.2 a 1.8 m, con la mayor profundidad para lodos difíciles, tales como los biológicos (activado purgado o nitrificado). c) Zona de Compresión y Almacenamiento Se deberá proporcionar suficiente volumen de tanque para que los sólidos sean retenidos durante el periodo de tiempo necesario para espesar la lechada a la concentración requerida. Además, se requiere de suficiente almacenamiento para compensar por las fluctuaciones en la carga de sólidos. Se puede producir gas debido a condiciones anaerobias o desnitrificación, estas condiciones dependen del tipo de lodo, temperatura del líquido y tiempo que se retiene el lodo en el espesador. La experiencia ha indicado que el volumen total en esta zona no deberá exceder 24 horas purga máxima de lodo. 3.3.1.5.Pendiente del Piso La pendiente del piso de los espesadores normalmente es mayor de 17 cm/m. La pendiente maximiza la profundidad de sólidos sobre la tolva de lodos, permitiendo la remoción del lodo más espeso, también reduce los problemas de rastras, permitiendo que la gravedad haga la mayor parte del trabajo de mover los sólidos sedimentados hacia el centro del espesador. 3.3.1.6.Otras Consideraciones a) Adición de Polímeros La adición de polímeros al influente de espesadores mejora la captura de sólidos, pero tiene poco o ningún efecto sobre la concentración de sólidos espesados. b) Sobrenadante del Espesador El sobrenadante del espesador o líquido clarificado normalmente es regresado al proceso de tratamiento primario o secundario. Como se indica en el tabla 3.3, la concentración del sobrenadante puede variar significativamente. El sistema de

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tratamiento del líquido deberá estar dimensionado para poder manejar la mayor carga reciclada. c) Bomba y Tubería de Alimentación Las siguientes guías son aplicables en el uso de bombas y tubería de alimentación:

• Utilice bombas de desplazamiento positivo con transmisiones de velocidad variable, para condiciones de carga variable y control positivo de alimentación.

• Proporcione un bombeo lo más continuo posible.

• Diseñe la tubería con flexibilidad operativa.

d) Dispositivos para Levantar las Rastras El mecanismo de un espesador puede tener problemas debido a fallas en la energía o a la acumulación de lodos pesados o viscosos. Cuando se tienen lodos muy densos se proveen de un dispositivo manual o automático para levantar las rastras sobre estas acumulaciones. e) Desnatadores Hoy en día es práctica común utilizar desnatadores debido al incremento en el procesado de lodos biológicos y las natas flotantes relacionadas con este tipo de lodos. f) Bomba y Tubería para Extracción del Lodo Espesado Debido a las condiciones variables de carga y lo abrasivo de muchos lodos, se deberá utilizar una bomba de desplazamiento positivo con transmisión de velocidad variable, y su operación deberá estar controlada por algún tipo de censor de sólidos, por ejemplo, un indicador de nivel de la capa de lodos o de concentración de sólidos. Las bombas deberán estar localizadas directamente en seguida del espesador para tener la menor distancia posible en la línea de succión. Una carga positiva o a presión deberá ser proporcionada en la toma de succión de la bomba. Un mínimo de 3 m deberá ser proporcionado para lodos primarios y de 2 m para todos los demás lodos. Es crítico proporcionar dispositivos de limpieza adecuados en ambos lados de la bomba. Las conexiones de limpieza deberán tener una elevación mayor que la de la superficie del agua, de tal manera que a la línea se le pueda introducir una varilla sin necesidad de vaciar el tanque. 3.3.2.Ejemplo de Diseño Se ha calculado que es necesario espesar a un máximo de 1,225 kg por día de lodo purgado (peso seco). El lodo consiste de 490 kg de primario a 4.0% sólidos y 735 kg

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de activado a 0.8% sólidos. La purga del primario se inicia con un controlador de tiempo y termina con medidor de densidad del lodo, cuando la concentración del lodo disminuye abajo de determinado valor. El lodo activado purgado se bombea desde el clarificador secundario durante las 24 horas del día a 64 L/minuto. 3.3.2.1.Área Superficial del Espesador Como se trata de una instalación nueva y no hay disponibles datos de pruebas piloto, se tiene que utilizar la Tabla 2.2. Hay dos alternativas de espesamiento. La primera consiste en espesar los lodos activados purgados solos, con una concentración máxima influente de sólidos de 0.8 por ciento. Bajo condiciones máximas, se selecciona una carga de 1.47 kg/m²/h para producir una concentración de 2% sólidos en el lodo espesado extraído del fondo del tanque.

735 kg/día / (1.47 kg/m²/h)(24 h/día) = 31.4 m² La segunda alternativa consiste en espesar la combinación de lodo purgado con primario. El medidor de densidad en el clarificador primario se fijará para permitir que la bomba de lodo siga bombeando hasta que la concentración de sólidos baje de 4.0% de sólidos. La bomba de lodos primarios estará equipada con un controlador de velocidad y tiene una capacidad máxima de 38 L/minuto. En base a una carga de masa, el área superficial requerida para la combinación de lodos primarios y biológicos es menor que la requerida para lodos activados purgados exclusivamente. Sin embargo, para asegurar la confiabilidad del sistema, se deberá proporcionar suficiente área superficial para espesar sólo el lodo activado purgado. Con la adición del lodo primario, la concentración de sólidos en el efluente espesado es del 4.0 por ciento. 3.3.2.2.Carga Hidráulica La carga hidráulica máxima posible al espesador sería de 1.0 L/s de lodo activado purgado y de 0.63 L/s de lodo primario. Como se está consciente del problema de recirculación de sólidos en el sobrenadante, se selecciona un valor de 250 L/m²/h, como la tasa máxima de desbordamiento.

(1.0 + 0.63) L/s x (60 min/h) / 250 L/m²/h = 25.1 m² El área requerida para carga hidráulica es menor a la requerida para carga de sólidos.

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Como la operación continua del sistema de manejo de lodos es indispensable, se proporcionarán dos espesadores por gravedad, cada un con capacidad para manejar todo el gasto de lodo. El área mínima requerida es de 31.4 m², lo cual es equivalente a una unidad de 6.2 m de diámetro. En este rango de dimensiones, los fabricantes de equipo lo han normalizado en incrementos de 0.3 m; por lo cual se especificará una unidad de 6.3 m de diámetro con 32.2 m² de área superficial. 3.3.2.3.Requerimientos de Torque Se utilizará un valor de 45 kg/m para la carga del brazo de las rastras (Tabla 3.4). De la ecuación 2-2, el torque normal requerido es de: 45 kg/m x (3.15 m)2 = 465 m-kg Se especificará una capacidad de torque mínima normal de 465 m-kg. Los demás torques (alarma, paro y pico) serán según se especifica en la tabla 3.5. 3.3.2.4.Profundidad de Tanque En virtud de que tanto el sistema de puente completo como el de medio puente funcionan igualmente bien y el puente completo es menos caro de instalar, se utilizará un mecanismo de espesamiento de puente completo que descansará sobre la parte superior del espesador y tendrá un mecanismo de desnatado. Para acomodar el brazo del mecanismo de desnatado debajo del puente y dar suficiente espacio para trabajos de mantenimiento se ha seleccionado un bordo libre de 0.6 m en el espesador. Además se ha seleccionado una profundidad típica de 1.64 m para la zona de sedimentación. Para calcular la profundidad de la zona de espesamiento, se supone que la concentración promedio de sólidos sería de 1.4% y que se dispondrá de suficiente almacenamiento para un día. Las siguientes suposiciones fueron tomadas para poder llegar a dicho porcentaje:

• Sólo se espesará lodo activado purgado.

• La parte superior de la zona de espesamiento contendrá 0.8% de sólidos.

• El fondo de la zona de espesamiento contendrá 2% de sólidos.

• La concentración promedio será igual a 0.8 + 2.0 dividido entre 2. 735 kg de lodo activado purgado / (14 kg/m³)(32.2 m²) = 1.63 m

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La profundidad vertical total del espesador es la suma del bordo libre, zona de sedimentación y zona requerida de espesamiento. En este caso, sería de 3.78 m. Aún no se ha tomado en cuenta la altura del cono del espesador, lo cual reduce ligeramente (0.27 m) la profundidad de la zona de espesamiento al restarse de ésta. 3.3.3.Curvas de Costos

A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

Curva 3.1. Espesamiento por gravedad costo base total

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Curva 3.2. Espesamiento por gravedad gastos de operación y mantenimiento

3.4. ESPESAMIENTO MECÁNICO POR GRAVEDAD En el espesamiento por gravedad en bandas, el lodo se concentra al liberar agua drenándola por gravedad a través de una banda horizontal. Se requiere que el lodo sea acondicionado químicamente utilizando polímero. Los espesadores por gravedad de banda son particularmente apropiados para el espesamiento de: lodos activados antes de su procesamiento y de lodos digeridos espesados como una medida para reducir el volumen antes de su transportación al sitio de disposición final. Ocasionalmente se utilizan para concentrar lodos primarios y algunos lodos químicos que sean particularmente difíciles de espesar. Se alimenta un polímero a la entrada del lodo, a través de un inyector o mezclador en linea. La tubería que transporta el lodo y un tanque de floculación proveen el tiempo de retención requerido, aprox. 20 a 40 s., y condiciones de baja turbulencia para promover la floculación adecuada. El lodo floculado se dispersa uniformemente con ayuda de deflectores a lo ancho de la banda. El agua liberada se drena a lo largo de toda la banda dejando los sólidos sobre la banda. Algunos fabricantes utilizan rastras para formar surcos en el lodo, lo que facilita el drenado del agua. Se utiliza una cuchilla para raspar la banda y eliminar el lodo que se pega a la misma. Después, se utiliza agua limpia a presión para lavar la banda y eliminar los residuos de lodo y polímero de los poros de la banda. El agua que se drena de los lodos se recircula al proceso de tratamiento de aguas primario o secundario.

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La captura de sólidos suspendidos de lodos activados o de lodos digeridos espesados utilizando este tipo de espesadores por gravedad va desde 90 a un 98% con una adición de polímero de 1.5 a 4.5 kg/ton. 3.4.1.Consideraciones de Diseño

Las variables de operación y el equipo que más influyen en el desempeño del espesador por gravedad de bandas para un lodo en particular incluyen:

• Dosis de polímero • Tasa de alimentación de la corriente de lodo • Uso y ángulo de la rampa • Tipo de banda • Número y configuración de los surcos

El parámetro de diseño crítico en un espesador por gravedad de bandas es la tasa de carga hidráulica de alimentación del lodo denotada en términos de tasa de flujo por metro de ancho de la banda. Los espesadores se fabrican actualmente en tamaños hasta de 3 m de ancho efectivo. Se sugiere un valor de 9.5 l/m.s como un valor de diseño conservativo. Tabla 3.6. Rangos tipicos de carga hidraulica para espesadores mecanicos por

gravedad Tamaño de la Banda

(ancho de desaguado efectivo), m Rango de Carga Hidráulicaa,

L/s/m 1.0 1.5 2.0 3.0

6.31 - 15.77 9.46 - 23.66 12.62 - 31.54 18.92 - 47.31

a. Asume de 0.5 1.0% de sólidos en la alimentación de lodos municipales. Variaciones tales como densidad del lodo, porosidad de la banda, tasa de reacción del polímero y velocidad de la banda actuaran para incrementar op disminuir las tasas de flujo para cualquier tamaño de banda dada. Otras consideraciones de diseño importantes para las instalaciones de los espesadores por gravedad de bandas incluyen:

• La necesidad de que la tasa de alimentación de lodos y el sistema de bombeo de alimentación polímero sean ajustables.

• Requerimientos de caída de presión para el equipo de mezclado del lodo y el

polímero en la tubería de alimentación del lodo.

• Provisiones para el adecuado suministro del agua de lavado, presión y flujo.

• Consideraciones adecuadas para los requerimientos de drenaje de la instalación.

90

• Equipo adecuado para el control de humedad, salpicaduras, ventilación del edificio y olor.

3.5.ESPESADOR POR FLOTACIÓN Existen tres versiones diferentes de operación del espesador por flotación: flotación con aire disuelto, flotación al vacío y flotación con dispersión de aire. Solamente se utiliza la flotación con aire disuelto para el espesamiento de lodo. En el espesamiento con aire disuelto, se introduce aire a una solución que se mantiene a una presión elevada. Cuando la solución se despresuriza, el aire disuelto se libera como pequeñas burbujas divididas acarreando el lodo hacia la superficie, donde es removido. El espesamiento por flotación se utiliza más frecuentemente para el espesamiento de lodos residuales de procesos de tratamiento biológicos con crecimiento suspendido, tal como los procesos de lodos activados o procesos de nitrificación de crecimiento suspendido. Otros lodos como el primario, filtros rociadores, lodos digeridos aerobiamente y lodos con sales metálicas de procesos de tratamiento químico también se pueden espesar utilizando este proceso. Una unidad típica utilizada para el espesamiento de lodos activados residuales se presenta en la figura 3.4. La concentración de sólidos que se puede obtener en el lodo activado residual removido por flotación depende principalmente de la relación aire-sólidos, las características del lodo (en particular el índice de volumen del lodo, SVI) tasa de carga de sólidos y aplicación de polímero. Aunque las concentraciones de sólidos removidos por flotación están dentro de un rango de 3 y 6% por peso, la concentración de sólidos es difícil de predecir durante la etapa de diseño si no se cuenta con información de planta piloto. La relación aire-sólidos es quizás el factor más importante que afecta el comportamiento del espeador por flotación y se define como la relación del peso del aire disponible para la flotación y los sólidos que flotarán en la corriente de alimentación. La relación aire-sólidos a la cual se maximiza la concentración de sólidos varía entre 2 y 4%. El SVI es también importante ya que se han reportado buenos comportamientos del espesador cuando el SVI es menor a 200, utilizando dosis de polímero nominales. Cuando el SVI es alto, la concentración del lodo flotante se deteriora y se reuquieren altas dosis de polímero. Información acerca del funcionamiento de este sistema indican que a altas tasa de carga la concentración del lodo, en exceso aproximadamente 470 kg/m² . d, flotante disminuye. Las tasa de carga de los espesadores por flotación varian de 0.5 a 1.4 g/m².s para producir un lodo flotante de 3 a 5% de sólidos totales. Si se adiciona polímero, la tasa de carga de sólidos se puede incrementar de un 50 hasta un 100%, obteniéndose un

91

incremento en la concentración de sólidos de 0.5 a 1%. Los datos anteriores aplican para un lodo activado residual con un SVI de 125 o menos. Cuando las tasa hidráulicas incluyen la alimentación mas la recirculación, los espesadores por flotación se diseñan hidráulicamente para operar en un rango de 0.3 a 1.4 L/m².s, con una tasa de carga máxima sugerida de 0.5 L/m².s, asumiendo que no se utiliza adición de químicos.

Figura 3.4. Unidad tipica de espesamiento por flotacion con aire disuelto para

lodos activados residuales

92

Tabla 3.7. Resultados de operación de espesadores por flotacion Localización Tipo de Lodo

Activado Concentraci

ón de Sólidos en la Alimentación

, mg/L

Tasa de

Carga de

sólidos,

kg/m².h

Concentración del flotante, %

Dosis de polímero,

g de polímero activo/kg

de sólidos secos

Captura de

sólidos, %

Green Bay, Wisc. San

Francisco, Calif. S.E.

Plant Salem, Oreg.

Milwaukee, Wisc. South Shore Plant Tri-Cities,

Oreg. Milwaukee,

Wisc. Kellogg Center Plant Arlington, Va.

Estabilización por contacto Oxígeno de alta pureza

Oxígeno de alta pureza

Concencional

Convencional

Mezcla completa

Convencional

4000

6000

14800-20300

5000

11300

5000

10000

1.45

3.38

19.33

4.83 -

9.67

7.25-9.67

3-4

3.7 5

3.2

3.94

3.5

2.6

Nada

1.6

48.5-59.5

1.5-2.5

1.5-2.5

3-5

1.5-2

80-85

98.5

95+

90-95

98

95+

95+

3.5.1.Consideraciones de Diseño Para el cálculo del espesador por flotación se pueden utilizar las siguientes ecuaciones: El cuadro a continuación presenta las tasas de carga de sólidos por área de superficie para diferentes lodos acondicionados químicamente.

Tabla 3.8. Tasas de carga de solidos por area de superficie. Tipo de Lodo Tasa de Carga de Sólidos,

kg/m²/día Solo Primario

Solo Lodo Activado Combinación de Primario y Activado

97.65 - 146.48 58.59 - 117.18 58.59 - 117.18

Para calcular el área de la superficie del tanque de espesamiento. TSA = SV * SS * SSG * 24 / (SLR * 100 * HPD) (2-3) donde, TSA = Area de la superficie, m² SV = Volumen diario de lodos, L/día SS = Contenido de sólidos suspendidos, % SSG = Gravedad específica del lodo

93

24 = horas al día, h/día SLR = Carga de sólidos, kg/m².día HPD = horas de operación al día, h/día Cálculo de sólidos secos producidos: TDSS = SV * SS * SSG / (100 * 1000) (2-4) donde, TDSS = Total de sólidos secos producidos, ton/día 3.5.2.Curvas de Costos A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

Curva 3.3. Espesamiento por flotacion costo base total.

94

Curva 3.4. Espesamiento por flotacion gastos de operación y mantenimiento.

95

4.DESAGUADO DE LODOS 4.1.INTRODUCCIÓN El diseño de las instalaciones adecuadas para el desaguado de lodos implica más que la selección del equipo de un catálogo; requiere del análisis sistemático de una amplia gama de opciones de sistema, características de lodos y variables específicas del sitio, incluyendo otros procesos de tratamiento. 4.2.FILTROS PRENSA DE BANDAS Los filtros prensa tipo banda tienen bandas móviles sencillas o dobles para desaguar los lodos en forma continua, mediante una combinación de drenado por gravedad y compresión. El lodo es desaguado en el filtro banda secuencialmente, a través de 3 etapas operativas: acondicionamiento químico del lodo influente, drenado por gravedad hasta una consistencia no fluida y compactación del lodo en una zona de presión. La operación empieza cuando entra el lodo floculado con polímero a la sección de drenado por gravedad, donde se tiene una banda continua porosa que proporciona una gran área superficial a través de la cual se lleva a cabo el drenado. Un sistema de distribución aplica el lodo uniformemente sobre la banda. El filtrado de la zona de gravedad es recolectado y conducido por tubería al sistema de drenaje. El lodo espesado sale de la etapa de desaguado por gravedad y entra a la etapa de compresión. El desaguado adicional se lleva a cabo al exprimir el lodo entre dos bandas porosas. El incremento de presión empieza en la zona de "cuña", donde las dos bandas entran en contacto después de la zona de desaguado por gravedad. A medida que el lodo atraviesa la prensa, los diámetros progresivamente menores de los rodillos incrementan la presión sobre el lodo. Los esfuerzos cortantes en la sección de alta presión son suficientemente altos para liberar parte del agua atrapada y posiblemente algo del agua intercelular. 4.2.1.Consideraciones de Diseño del Sistema Los principales elementos de diseño de un filtro prensa tipo banda incluyen:

• Capacidad • Sistema de acondicionamiento de lodo • Dispositivos de retención de lodo • Bombas de alimentación de lodo • Suministro de agua de lavado • Tubería de alimentación de lodo • Molienda • Disposición del equipo en planta

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• Transportador de la torta seca. 4.2.1.1.Capacidad La capacidad de manejo de lodos de un filtro prensa tipo banda se considera generalmente limitado en sólidos o hidráulicamente, dependiendo de la concentración influente de sólidos. De las dos limitaciones, los sólidos normalmente son más críticos. Los filtros de banda, para determinada unidad de ancho, tienen una capacidad máxima de carga de líquido o sólidos, que puede ser lograda sólo con el acondicionamiento correcto del lodo. Las tasas de alimentación nominal a los filtros de banda, por unidad de ancho de banda, varían desde 3 a 4 l/ms, aunque se han manejado tasas mayores. Los valores típicos de tasa de carga de lodos secos por metro de ancho de banda se muestran en la tabla 4.1.

Tabla 4.1. Tasa de carga de lodos secos por metro de ancho de banda Contenido de sólidos suspendidos, SS,

% kg/h/m de ancho de banda

2 4 6

226.8 294.8 362.9

Y, para calcular la cantidad diaria de lodos desaguados se utiliza la siguiente ecuación: DSS = SV * SS * SSG * 1000 / (100 * 365) (3-1) donde, DSS = sólidos secos desaguados diariamente, ton/día SV = volumen diario de lodos, miles de m³/año SS = contenido de sólidos suspendidos, % SSG = gravedad específica del lodo Para determinar en ancho requerido de la banda, dependiendo de la carga de lodos se utiliza la ecuación 3-2: TBFW = DSS * 365 * 1000 ÷ (BFLR * HPD * DPY) (3-2) donde, TBFW = ancho de la banda requerido, m DSS = sólidos secos desaguados diariamente, ton/día BFLR = tasa de carga de lodos secos por metro de ancho de banda, kg/h*m HPD = horas de operación al día, h/día

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DPY = días de operación al año, día/año 4.2.1.2.Sistema de Acondicionamiento de Lodos El sistema de acondicionamiento debe contar con bombas de medición de químicos, equipo de almacenamiento y mezclado de polímero, mezclador de polímero con el lodo y controles. Para instalaciones menores, se puede operar directamente de los tambores originales de polímero, lo que elimina la necesidad de tanques de mezclado y bombas de alimentación. Las variables que más influyen en el desaguado eficiente y económico son: el tipo de polímero, punto de inyección y energía de mezclado. Las bombas de medición generalmente son del tipo de desplazamiento positivo (diafragma, émbolo giratorio o cavidad progresiva). Las transmisiones deberán proporcionar una salida variable. El equipo de mezclado puede variar dependiendo del polímero seleccionado (seco o líquido), viscosidad y características del lodo. Antes de la inyección para el acondicionamiento del lodo, los polímeros son mezclados en una solución diluida normalmente entre 0.25% y 0.50% por peso. Además, se recomienda disponer de agua limpia, conectada a la descarga del tanque de mezclado, para diluir aun más la solución de polímero (es decir, hasta 0.01% por peso) y lograr una dispersión completa del polímero en la lechada de lodo. 4.2.1.3.Instalaciones para el Manejo de Lodo El diseñador deberá considerar con cuidado el tipo de lodo que se va a desaguar, el ámbito de concentración de sólidos y la unidad del proceso que produce los sólidos. Los filtros prensa de banda funcionan mejor cuando las fluctuaciones en la concentración de sólidos son mínimas. Se recomienda la extracción de lodo desde el fondo de un recipiente mezclado o un espesador con equipo continuo de rastras, para que la concentración permanezca razonablemente constante. 4.2.1.4.Bombas de Alimentación de Lodos Estas son bombas de operación continua, con gasto ajustable, normalmente de cavidad progresiva, utilizadas para alimentar el lodo al filtro prensa de banda. No se recomiendan las bombas centrífugas debido a que pueden dañar la formación de flóculos. 4.2.1.5.Suministro de Agua de Lavado Se requiere una fuente de agua de lavado razonablemente limpia, para asegurar el lavado adecuado de la banda, especialmente cuando se está desaguando LAP secundario, que tiende a taponar el medio. Esta fuente de agua, que asciende del 50% al 100% del gasto de lodo influente al equipo, normalmente se presuriza a 700 kPa (100 psi); a veces, se requiere una bomba reforzadora de presión. El agua de lavado puede contener de 2 a 3 veces los sólidos contenidos en el filtrado. El agua

98

de lavado puede ser potable, efluente secundario o hasta filtrado reciclado, aunque se prefiere una fuente limpia. 4.2.1.6.Tubería de Alimentación de Lodo Se deben considerar las presiones, velocidades y taponamiento. Al igual que otros sistemas de manejo de lodos, se pueden utilizar tuberías con recubrimiento liso, incluyendo sistemas de dúctil o acero recubierto de vidrio. La velocidad deberá ser mantenida a 1 m/s o mayor, para evitar la sedimentación de sólidos y problemas de taponamiento. Se requieren conexiones para limpieza y vaciado en codos y tees. Se recomienda que los sistemas de tubería tengan puertos múltiples para la inyección de polímero de tal manera que se puedan elegir diferentes tiempos de retención. Idealmente, establecer puntos de adición a intervalos de 0.5 a 1 min a lo largo del sistema de tubería, hasta un máximo de 5 min, de ser posible, en base a la relación del volumen de la tubería y capacidad de descarga de la bomba. 4.2.1.7.Molienda Las unidades de molienda reducen el tamaño de los sólidos que entran a la prensa de banda y evitan la entrada de piezas que pueden desgarrar la tela de la banda, además de formar una torta con mayor concentración de sólidos. El equipo de molienda deberá estar localizado en la succión de la bomba de alimentación a la banda, aunque otros equipos de molienda estén instalados en distintas partes de la planta. 4.2.1.8.Disposición de Equipo en Planta Estas consideraciones de diseño incluyen las siguientes:

• No montar los tableros de control de la prensa banda sobre el marco de la prensa, debido a que existe la posibilidad de contaminación durante la operación de lavado. El tablero de control deberá estar localizado a la vista de la prensa banda, de preferencia donde las secciones de gravedad pueden ser observadas.

• Uso de construcción NEMA 4X para el tablero de control, para proteger los componentes del ambiente de operación húmedo y corrosivo.

• Proporcionar sardineles alrededor de la prensa banda, para proteger el área circundante contra derrames.

• Proporcionar pendientes exageradas y canales de drenaje sobrediseñados alrededor de la prensa banda, para facilitar la limpieza. También se requieren numerosas salidas y ganchos para mangueras.

• Montar las prensas de banda de tal manera que el operador tenga acceso para lubricar todos los baleros.

• Instalar las prensas de banda con suficiente espacio libre entre las unidades, para permitir la remoción de los rodillos individuales.

99

• Proporcionar plataformas de operación para que el operador pueda observar la parte de gravedad de la prensa de banda.

• Proporcionar una grúa viajera para manejar el rodillo más grande de la prensa de banda.

• Proporcionar emparrillado antiderrapante, recubrimiento superficial o ambos debido a que la mezcla de lodo y polímero es resbaloso.

4.2.1.9.Transporte de la Torta Desaguada La configuración específica de la prensa, disposición en sitio y diferencia en elevación deberán ser consideras en la selección del tipo de equipo requerido para remover la torta de lodo en el punto de descarga de la prensa de banda. Como ya se mencionó, los sistemas de transporte típicos incluyen bandas, tornillos y bombas. 4.2.1.10.Curvas de Costos A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

Curva 4.1. Filtro prensa de bandas, costo base total.

100

Curva 4.2. Filtros prensa de bandas, gastos de operación y mantanimiento.

4.3.CENTRIFUGAS La centrifugación involucra la fuerza centrífuga, que es aplicada a una corriente de lodo líquido, que acelera la separación de las fracciones líquidas y sólidas. La separación de la torta de lodo del centrifugado está basada en la diferencia de densidad entre los sólidos del lodo y el líquido circundante. Hay tres tipos básicos de centrífugas que son boquilla de disco, canasta y tazón sólido. La centrífuga de disco pocas veces se usa para el desaguado de lodo. Las máquinas de canasta y tazón sólido han sido utilizadas para el desaguado y espesamiento, sin embargo las máquinas de tazón son las más utilizadas para el desaguado de lodos actualmente. La centrífuga de tazón sólido funciona con una alimentación y descarga continua. La máquina tiene un tazón de pared sólida sin perforaciones, generalmente con un eje de rotación horizontal. La fuerza centrífuga provoca que la superficie del líquido esté casi paralela al y equidistante del eje de rotación. Existen dos tipos de centrífugas de tazón sólido: los diseños de flujo contracorriente y co-corriente. Las principales diferencias en el diseño se relacionan con la colocación de los puertos de entrada del lodo, la remoción del centrifugado y los patrones internos del flujo de las fases líquida y sólida (Figura 4.1).

101

En la configuración co-corriente, la fase sólida recorre toda la longitud del tazón, mientras que la fase líquida recorre un patrón paralelo con la fase sólida. El líquido se remueve mediante conductos para luego pasar por los vertedores de descarga. En el diseño contracorriente, la lechada influente entra en la junta de la sección cónica cilíndrica; los sólidos se trasladan hacia el extremo cónico de la máquina mientras que la fase líquida viaja en dirección opuesta. La fase líquida (centrifugado) rebosa por un vertedor en el extremo de diámetro grande de la centrífuga.2,3,20

El tazón de la centrífuga generalmente tiene un diseño cónico cilíndrico y la proporción de cono a cilindro varía dependiendo del fabricante o tipo de máquina. La relación de longitud a diámetro de tazón varía de 2.5:1 a 4:1; los diámetros de tazón están disponibles desde 230 a 1800 mm. La capacidad del tazón puede ser desde 0.6 L/s hasta más de 44 L/s.

Figura 4.1. Esquema de dos configuraciones de centrifugas de tazon solidos:

(a) contracorriente (b) corriente.

102

Las ventajas de la máquina de tazón sólido, comparada con otros sistemas de desaguado incluye: menores olores, poca atención del operador, alto nivel promedio de sólidos en la torta, alimentación continua, mantenimiento promedio bajo y alto récord de seguridad. Como desventaja se tiene que la arena desgasta el tazón sólido rápidamente. Se han reportado concentraciones de torta de sólidos del orden de 30% a 35%. Las concentraciones más altas han sido reportadas para mezclas de lodos primarios con LAP.2,20 Se pueden lograr concentraciones de torta de 35% a 40%; sin embargo, se requiere de una dosis alta de polímero. 4.3.1.Consideraciones de Diseño 4.3.1.1.Pruebas Piloto Los parámetros de proceso para centrífugas sólo se pueden evaluar mediante pruebas continuas a escala piloto con los lodos que se pretende tratar. De los datos de prueba se pueden calcular los requerimientos tanto de capacidad como de carga de sólidos. Las pruebas de campo para mas de una máquina se deberán correr en forma paralela. La operación en paralelo evitará desviaciones debido a cambios en las condiciones de operación o características de los lodos, durante las pruebas de diferentes equipos. Además, los equipos de prueba deberán ser similares a los que se pretende utilizar a escala completa.29 Se recomienda consultar con el fabricante de la centrífuga en la elaboración de los criterios para escala completa. Una vez identificadas, algunas de las limitaciones se pueden superar alterando el diseño de la centrífuga (es decir, velocidad de tazón o transportador, inclinación de transportador, número de alabes del transportador y profundidad de líquido).3 4.3.1.2.Tasa de Alimentación La tasa de alimentación, incluyendo tanto la carga hidráulica como de sólidos, es una de las variables de control más importantes; ésta deberá minimizar el corte de flóculos y turbulencia. La carga hidráulica a la centrífuga afecta la capacidad de clarificación, mientras que la carga de sólidos es una función de la capacidad de transportación. Al aumentar la carga hidráulica se disminuye la claridad del centrifugado y puede incrementar el consumo de químicos. Cuando se presentan cambios en la carga de sólidos, se requiere el cambio correspondiente en la velocidad diferencial. La concentración más alta se logra a una velocidad diferencial mínima y a una tasa de alimentación que corresponde a la capacidad reducida de transportación volumétrica.29

103

4.3.1.3.Acondicionamiento Químico La adición de polímeros es casi siempre necesaria para el desaguado con centrífuga de tazón sólido. El sitio de alimentación de polímero merece consideración cuidadosa. El diseño, generalmente, permite la alimentación de polímero directamente a la centrífuga de tazón sólida y aguas arriba de la centrífuga, ya sea antes o después de la bomba de alimentación. Se requiere máxima flexibilidad para emitir modificaciones futuras al sistema. 4.3.1.4.Descarga de Torta El diseñador deberá considerar los requerimientos de descarga de torta y el sistema de transportación. Transportadores de banda, tornillo o bombas normalmente transportan la torta de la centrífuga. 4.3.1.5.Manejo del Centrifugado El centrifugado normalmente se recicla al inicio de la planta o aguas arriba de la centrífuga. La tubería para el centrifugado deberá ser dimensionada adecuadamente, tener la pendiente suficiente para evitar el estancamiento del líquido y evitar codos de 90. El diseño debe preveer la adición de cloruro férrico, que atrapa el ion del fosfato, para evitar las incustaciones de estruvita (fosfato de amonia y magnesio) en la tubería. Debido a que los polímeros frecuentemente producen espuma, se requiere un tanque para aspersión de la espuma. Una estación de muestreo se puede utilizar para determinar cargas significativas del centrifugado sobre los procesos de la planta. 4.3.1.6.Controles Los dispositivos de controles eléctricos y trabado son una parte importante del sistema. El motor de la centrífuga deberá correr a su velocidad máxima antes de que pueda funcionar el control de alimentación. El circuito de control apaga la centrífuga y cierra la alimentación en el caso de ocurrir una falla. Un contactor con relevadores y amperímetro en el circuito sólo arranca la centrífuga. Un controlador de tiempo transfiere la operación del circuito de arranque al circuito de corrida. Un dispositivo de protección térmica deberá ser incluido en la transmisión del motor e interconectado con el arrancador para parar la centrífuga si el motor se sobrecalienta o sobrecarga. El dispositivo de sobrecarga de torque proporcionado para la centrífuga deberá estar trabado con la transmisión principal y controles del sistema de alimentación. El sistema de retroceso también deberá estar trabado. Se deberán obtener recomendaciones específicas del fabricante de la centrífuga para el tipo particular de retroceso utilizado. Un sistema de expulsión de agua deberá estar trabado con los controles de arranque de la centrífuga. Después de cada paro, la centrífuga deberá ser lavada con agua. El

104

efluente de la planta puede ser conectado a la entrada de la centrífuga y operado mediante una válvula solenoide.2 Si la centrífuga incluye un sistema de recirculación de aceite, este sistema también deberá estar trabado con la transmisión principal para evitar daños al motor en caso de poco flujo de aceite o presión. Otros controles incluyen aquellos para detectar la temperatura de los baleros principales, vibraciones y velocidad del tazón y transportador. El trabado de los sistemas de acondicionamiento químico y manejo de torta merece consideración adicional. 4.3.1.7.Control de Olores Las centrífugas de tazón sólido están encerrados y, por consiguiente, tienen un potencial de olores limitado en comparación con otros sistemas de desaguado. Sin embargo, se recomienda una ventilación adecuada en las instalaciones, especialmente si se utilizan transportadores debido a que son la principal fuente de olores. 4.3.1.8.Disponibilidad de Espacio El espacio requerido para la centrífuga incluyendo áreas de acceso y mantenimiento para equipos grandes (10 a 40 L/s lodo influente) es aproximadamente 40 m2. Otros aspectos de apoyo requeridos, pero contabilizados en los requerimientos de espacio mencionados arriba, incluyen:

• Equipo y tubería para alimentación de polímero;

• Tubería para agua de limpieza:

• Bombas y tubería para alimentación de lodo;

• Malacate y sistemas de apoyo; y

• Transportador de sólidos espesados y controles, requerimientos para molienda del lodo influente, dispositivo electrónico para monitoreo del balance de masa a través de la centrífuga, sistemas de venteo y control de olores y limpieza de la tubería de alimentación.

105

4.3.1.9.Materiales Los materiales de construcción de centrífugas incluyen acero al carbón, acero inoxidable serie 300, y aleaciones resistentes al abrasivo y cerámicas. La selección de materiales requiere de una evaluación del costo de inversión inicial contra la vida útil del equipo para cada opción de materiales. El diámetro interior del tazón de la centrífuga normalmente está protegido con tiras o ranuras, que retienen una capa protectora de sólidos. En algunos casos, la pared del tazón incluye recubrimientos de acero inoxidable o cerámica. Las áreas sensibles a la abrasión, incluyendo la pared interior del tazón, los alabes del transportador, el compartimiento de alimentación, los puertos de alimentación y el área de descarga de sólidos, normalmente están protegidas con una variedad de materiales resistentes, tales como carburo de tungsteno, o cerámica, y en algunos casos piezas reemplazables. La tecnología moderna ha incrementado la vida útil de los transportadores hasta un nivel de 10,000 a 30,000 horas.3 4.3.1.10.Curvas de Costos

A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía

Curva 4.3. Desaguado centrifugo, costo base total.

106

Curva 4.4. Desaguado centrifugo, gastos de operación y mantenimiento.

4.4.LECHOS DE SECADO El desaguado natural de lodos es uno de los primeros métodos para reducir el contenido de agua de lodos antes de disposición final; incluye el uso de lechos de arena abiertos o cubiertos y otros tipos de lechos de secado. El costo y disponibilidad de terreno, los impactos estéticos de grandes áreas de lechos, y la extensa mano de obra requerida para remover el lodo son factores que obstaculizan el uso de procesos naturales en muchas plantas grandes. Los costos de energía, sin embargo, son más bajos que los de sistemas alternativos, y los procesos naturales han sido eficientados mediante mejores métodos de remoción de lodos, uso de polímeros y otras consideraciones de diseño. La tabla 4.2 relaciona algunas de las ventajas y desventajas del método de los lechos de secado.

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Tabla 4.2. Ventajas y desventajas de los lechos de secado de lodos

Ventajas Desventajas

Donde no es necesario un control es- Carece de enfoque racional de diseño, tricto de lixiviados, con recubrimien- para análisis económico confiable.-

tos, y hay terreno disponible, el costo Requerimiento grande de terreno. inicial es bajo para plantas pequeñas. Requerimiento de lodo estabilizado

Bajo requerimientos de operación y Impacto de los efectos del clima sobre el capacitación. diseño.

Bajo consumo de energía eléctrica Alta visibilidad al público en general. Baja sensibilidad a la variabilidad del Alta mano de obra para la remoción del

lodo. lodo seco. Bajo consumo de químicos. Tramitación de permisos y preocupación

Alto contenido de sólidos en la torta de posible contaminación del agua sub- seca de lodos. terránea.

Menor sensibilidad a la concentración Costos de combustible y equipo para la de sólidos influentes. limpieza de los sistemas de lechos

Producen un lodo más seco. Molestias por olores y visuales. El secado en arena es un proceso que requiere más mano de obra y terreno. Sin embargo, las frecuentes reparaciones y los altos costos de inversión inicial de los sistemas mecánicos, hacen más atractivo el secado en arena, donde hay terrenos disponibles y clima aceptable. Sin embargo, el costo del recubrimiento y el monitoreo de la calidad del agua subterránea para los lechos, puede convertir el desaguado mecánico en un método más económico. Los métodos de desaguado naturales se discuten a fondo en el capítulo 6 de esta guía.

108

5.ACONDICIONAMIENTO DE LODO 5.1.INTRODUCCIÓN El acondicionamiento del lodo consiste en el tratamiento químico para mejorar la eficiencia de los procesos de espesado o desaguado. El acondicionamiento químico involucra el uso de sustancias inorgánicas, polielectrolitos orgánicos, o ambos. La aplicación de ayudas de filtración está limitada al proceso de filtración a presión. El cloruro férrico y la cal son los químicos inorgánicos de uso más común, pero también se usa el sulfato ferroso con cal. El cloruro férrico y la cal son utilizados principalmente para acondicionar el lodo activado, ya sea solo o combinado con lodos primarios. Los polielectrolitos orgánicos o "polímeros" se utilizan para procesos tanto de espesamiento como desaguado. La principal ventaja de los polímeros sobre químicos inorgánicos es que los polímeros no aumentan significativemente la producción de lodo. Cada kilogramo de químicos inorgánicos adicionado en el acondicionamiento produce un kilogramo adicional de lodo. 5.2.ACONDICIONAMIENTO CON SAL METÁLICA El acondicionamiento químico inorgánico normalmente está asociado con los filtros al vacío y los filtros prensa tipo presión. Los químicos inorgánicos normalmente utilizados en los filtros prensa tipo presión son cloruro férrico y cal con polímeros. El cloruro férrico se hidroliza en el agua, formando complejos de fierro soluble cargados positivamente. La teoría de la doble capa19 indica que el fierro ionizado penetrará la capa exterior de la partícula de lodo cargada negativamente, neutralizando cargas superficiales y permitiendo la agregación de los sólidos. El cloruro férrico reacciona con la alcalinidad del bicarbonato en el lodo para formar complejos de hidróxido férrico que funcionan como un agregado. La reacción química se puede representar de la siguiente manera: Fe3+ + 3H2O → Fe(OH)3 + 3H+ 2FeCl3 + 3Ca(HCO3)2 → 2Fe(OH)3 + 3CaCl2 + 6CO2 La formación de ácido produce una disminución del pH, hasta un nivel del orden de 6.0. La adición de cal sube el pH del lodo hasta 8.5, permitiendo así que la reacción del cloruro férrico sea más eficiente en la formación de hidróxidos. La cal también reacciona con el bicarbonato para formar carbonato de calcio (CaCO3), una estructura granular que proporciona porosidad al lodo, requerida para aumentar la tasa de remoción de agua del lodo, durante la filtración a presión. La reacción química es: Ca(OH)2 + Ca(HCO3)2 � 2CaCO3 + 2H2O

109

5.2.1.Consideraciones de Diseño Las dosis óptimas de cloruro férrico y cal, para el acondicionamiento de lodo dependen de las características del lodo. En general, las dosis de cloruro férrico van desde 2% hasta 10% de los sólidos y la cal desde 5% hasta 40%, ambas basadas en sólidos secos. Como se muestra en el tabla 5.1, los lodos activados solos y los lodos digeridos aerobiamente requieren mayor dosis de cloruro férrico; los lodos digeridos anaerobiamente requieren una dosis media; y los lodos crudos primarios una dosis menor. El lodo primario requiere menos cal que los lodos activados y los digeridos aerobiamente. Tabla 5.1. Dosis tipicas de cloruro ferrico y cal para el desaguado de lodos de

aguas residuales municipales Cloruro Férrico Cal

Aplicación Tipo de Lodo (kg/ton) (kg/ton) Filtro al Primario crudo 20 - 40 80 - 100 Vacío LAP crudo 60 - 100 0 - 160

(Primario + FR) crudo 20 - 40 90 - 120 (Primario + LAP) crudo 25 - 60 90 - 160 (Prim+LAP+Séptico) crudo 25 - 40 120 - 150 (Prim+LAP+Cal) crudo 15 - 25 ninguno Prim. digerido anaerob. 30 - 50 100 - 130 Prim+FR digerido anaerob. 40 - 60 125 - 175 Prim+LAP digerido anaerob 30 - 60 150 - 210

Filtro Primario crudo 40 - 60 110 - 140 Prensa de LAP crudo 70 - 100 200 - 250

Presión Prim+LAP digerido anaerob 40 - 100 110 - 300 LAP + FR 40 - 60 300 - 400 LAP digerido anaerob. 80 400 Prim crudo + FR + LAP 83 196 LAP - Lodo Activado Purgado FR - Filtro Rociador

Para determinar la cantidad de sólidos secos que se van a manejar se utiliza la ecuación 4-1: TDSS = (SV)(SS)(SSG)(1000) / (100)(DPY) (4-1) donde, TDSS = sólidos secos, ton/día SV = gasto volumétrico de lodos, miles de m³/año SS = contenido de sólidos suspendidos en el lodo, % SSG = gravedad específica del lodo DPY = días de operación al año, día/año

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Después se cálcula la cantidad necesaria de acondicionador con la ecuación 4-2:

DLR = DA * TDSS (4-2)

Donde, DLR = requerimiento de acondicionador, kg/día DA = dosis de acondicionador (cuadro 4-1), kg/ton TDSS = sólidos secos, ton/día Las instalaciones para el manejo de acondicionadores incluyen almacenamiento, sistemas de preparación y alimentación.23,24 La consideración más importante para el diseño de las instalaciones para cloruro férrico y cal es la de proporcionar suficiente flexibilidad para absorber variaciones en las características del lodo. 5.2.1.1.Cloruro Férrico El cloruro férrico se puede obtener en forma seca o líquida. El cloruro férrico seco se suministra en tambores de acero de 68 litros o 150 litros y deberá ser almacenado en un sitio seco. Una vez que se hayan abierto los tambores, el cloruro férrico seco se debe utilizar o mezclar inmediatamente con agua, para almacenarlo como solución. La forma líquida disponible comercialmente es de soluciones del 30% al 45%. Se embarca en autotanques (pipas) de 11,355 litros a 15,140 litros o en carros tanque (ferrocarril) de 37,850 litros a 75,700 litros y en porrones de 20 litros a 50 litros. Los tanques de almacenamiento normal son fabricados de fibra de vidrio, acero recubierto de hule o de plástico. La capacidad total de almacenamiento deberá ser de 150% del embarque máximo esperado o del volumen requerido para 15 a 30 días de operación, el que sea mayor. Los tanques de almacenamiento deberán estar aislados térmicamente y calentados en forma externa si se esperan temperaturas menores a los 7C. Debido a que la solución de cloruro férrico es corrosiva y ácida, cualquier derrame deberá ser contenido dentro de un dique de concreto. Se deberá contar con un lavaojos y regadera de emergencia cerca de las áreas de almacenamiento y manejo. Se utilizan bombas centrífugas de transferencia recubiertas de hule o plástico y autocebantes, para mover la solución desde los tanques de almacenamiento a los tanques de diario. Bombas de medición de diafragma doble son utilizadas para controlar la tasa de alimentación del químico en los puntos de aplicación. Las tasas de alimentación del químico normalmente se emparejan a la tasa de alimentación de lodo. Generalmente, se utiliza agua de dilución (con rotámetros de tubo de vidrio) con los mezcladores estáticos en línea, entre la bomba de medición y los puntos de aplicación. La tubería y válvulas son de PVC, normalmente. Tubería de acero recubierta de hule o plástico se usa en situaciones que es necesario pasarla bajo tierra. En la figura 5.1 se muestra un diagrama de un sistema típico de alimentación.

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LINEA DE ALIMENTACION DELOS CAMIONES VENTEO, DERRAMES

Y DRENAJE

TANQUE DEALMACENAMIENTO

DE SOLUCIONA GRANEL

VENTEO, DERRAMES MEZCLADORY DRENAJE

AGUA DE TANQUEDILUCION DE ESCOTILLA PRIMARIA DIA PARA MUESTREO

BOMBA DE ALIMENTDE LA SOLUCIO

AGUA DE ROTAMETRODILUCION

SECUNDARIA Figura 5.1. Sistema tipico de alimentacion de solucion.

La selección de la concentración de la solución de alimentación en bruto (30% a 45%) o diluida (20%) depende principalmente del uso total de cloruro férrico y la temperatura ambiente esperada. Si la temperatura está abajo del punto de congelamiento de la solución en bruto, las instalaciones deberán estar aisladas térmicamente y calentadas. Si la solución en bruto es diluida para bajar su punto de congelamiento por abajo de la temperatura ambiente mínima esperada, no es necesario aislar ni calentarla. Una comparación de la efectividad de costos del aislamiento y calentamiento contra instalaciones de alimentación de mayor tamaño puede ser útil para tomar una decisión. Para determinar la capacidad del sistema de alimentación se utiliza la ecuación 4-3: ISUR = DLR * 55.8 * 24 ÷ (162 * HPD) (4-3) donde, ISUR = capacidad del sistema alimentador, kg/día DA = requerimientos de acondicionador, kg/día HPD = horas de operación al día, h/día Y, la capacidad de alimentación de la solución líquida se calcula mediante la ecuación 4-4:

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LCSF = ISUR * .92102 (4-4) donde, LCSF = capacidad de alimentación de solución líquida, l/día LUR = capacidad del sistema alimentador, kg/día 5.2.1.2.Cal La cal está disponible en forma seca. La cal viva (CaO) en forma de guijarros es utilizada en plantas grandes y la cal hidratada (Ca(OH)2) es utilizada en plantas pequeñas. Para tasas de aplicación de cal en exceso de 1800 a 2700 kg/día, la cal viva en bruto normalmente es más económica que la cal hidratada. Ambas formas son suministradas en sacos de papel de 36 y 45 kg y en bruto. La cal en sacos requiere de un almacenamiento a prueba de agua y la cal en bruto de silos a prueba de aire y agua. La cal no es corrosiva al acero, se pueden utilizar silos normales de acero o concreto para el almacenamiento. La cal en sacos se deberá almacenar en sitios secos por periodos no mayores de 60 días y deberá estar elevada sobre tarimas de madera. No se deben estibar más de 10 sacos, para evitar solidificación. La cal en bruto se puede transferir neumáticamente o transportar con elevadores de cangilones o tornillos. Los silos de cal viva tienen una pendiente de 55 a 60 hacia la salida, y los de cal hidratada de 60 a 66. La cal hidratada requiere de agitación en el silo, y éste deberá contar con equipo de alimentación giratorio no inundable en la salida. En la figura 5.2 se muestra un sistema típico de almacenamiento y alimentación de cal. La cal viva en bruto normalmente se alimenta al dispositivo para apagarla, produciendo una pasta o lechada, que se diluye aún más antes de ser bombeada a los puntos de aplicación. El equipo de alimentación es del tipo de banda o gravimétrico, con ámbitos de alimentación ajustables desde un máximo a un mínimo de 20:1. El apagador de pasta tiene una relación de agua a cal de 2:1 y un tiempo de apagado de 5 minutos a 88C. El apagador de detención tiene una relación de agua a cal de 4:1 y un tiempo de apagado de 10 minutos a 71C. La lechada puede llegar a un 28% por peso. Se deben remover los vapores del apagado y los polvos debido a que pueden dañar el equipo. Para estabilizar la lechada deberá permanecer durante 2 horas en el tanque. Los obreros deberán contar con equipo de protección personal, ya que los polvos de cal y la lechada caliente queman la piel y ojos.

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Figura 5.2. Sistema tipico de alimentacion de cal, no se muestra el removedor

de vapor La cal hidratada ya está apagada y sólo requiere suficiente agua para formar la lechada. Generalmente, una lechada del 6% se mantiene un tanques de mojado o disolución por 5 minutos. El método sugerido para transferir la lechada es por gravedad y canal abierto. Si no es posible evitar tubería y bombas de transferencia, el circuito de alimentación deberá estar diseñado con una velocidad mínima de 1.5 m/s. Se recomiendan las válvulas de contracción. Para una distancia corta de transferencia, donde la velocidad es menor a 1.5 m/s, se puede utilizar una manguera flexible. En general, la tubería de alimentación deberá tener un diámetro mínimo de 50 mm y un mínimo de vueltas y codos. Las bombas de transferencia normalmente son del tipo centrífugas de impulsor abierto. La tasa de alimentación de cal se puede controlar mediante el pH o emparejar con el flujo del lodo. Para determinar la capacidad del sistema de alimentación se utiliza la ecuación 4-5 y la capacidad de alimentación de la solución líquida se calcula mediante la ecuación 4-6:

LUR = DLR * 24 ÷ HPD (4-5)

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LCSF = LUR * 7.5708 (4-6)

Donde, LUR = capacidad del sistema alimentador, kg/día DLR = requerimientos de cal, kg/día LCSF = capacidad de alimentación de solución líquida, l/día LUR = capacidad del sistema alimentador, kg/día 5.3. ACONDICIONAMIENTO CON POLÍMEROS Los químicos orgánicos utilizados para el acondicionamiento de lodos son principalmente polímeros orgánicos sintéticos. Las ventajas que se tienen al utilizar los polímeros son:

• No adicionan volumen apreciable al lodo que se tiene que disponer • No disminuyen el valor calorífico del lodo que será incinerado • Resultan en una operación y mantenimiento más sencilla que los inorgánicos,

que requieren limpieza frecuente del equipo, normalmente con baños ácidos. Las reacciones químicas de los polímeros son similares a las de los químicos inorgánicos (es decir, neutralizan las cargas superficiales y puentean las partículas). En el puenteo con polímeros, las moléculas largas de los polímeros se fijan por medio de adsorción a dos o más partículas de lodo al mismo tiempo. Los flóculos formados por el puenteo de partículas tienden a ser más resistentes al corte, que los flóculos formados por neutralización de carga. Las dosis típicas de polímero para diferentes tipos de lodo se presenta en la tabla 5.2.

Tabla 5.2. Dosis de polimero Tipo de Lodo kg de Polímero / ton de Sólidos Secos de Lodos

Lodo Crudo Primario 0.22 a 0.45 Residual Activado 3.57 a 6.70

Lodo Digerido Anaerobiamente 2.23 a 5.36 Los sólidos secos manejados por día se calculan utilizando la ecuación 4-7 y la cantidad de polímero requerida para acondicionar el lodo se calcula con la ecuación 4-8: TDSS = (SV)(SS)(SSG)(1000) / (100)(DPY) (4-7) DPR = (PD)(TDSS) (4-8)

115

donde TDSS = sólidos secos, ton/día SV = gasto volumétrico de lodos, miles de m³/año SS = contenido de sólidos suspendidos, % DPY = días de operación al año, día/año DPR = cantidad de polímero requerida, kg/día PD = dosis de polímero (cuadro 4-2), kg/ton TDSS = sólidos secos, ton/día Para calcular la capacidad del sistema de alimentación se utilizan las siguientes dos ecuaciones: PUR = (DPR)(24)/ (HPD) (4-9)

LCSF = (PUR)/(0.025) (4-10) donde, PUR = capacidad del sistema de alimentación, kg/día DPR = cantidad de polímero requerida, kg/día HPD = horas de operación al días, h/día LCSF = capacidad del sistema de alimentación de solución líquida, L/día La selección del polímero correcto requiere que el ingeniero consulte con los proveedores de polímeros, vendedores de equipo y operadores de planta. El lodo que será acondicionado tendrá que ser evaluado en el sitio. Debido a los nuevos tipos y grados de polímeros que están continuamente saliendo al mercado, la selección deberá ser reevaluada periódicamente. 5.3.1.Composición y Forma de Polímeros Los polímeros orgánicos utilizados son de cadena larga y solubles en agua. La poliacrilamida es el polímero más utilizado, es no iónica. Para poder llevar una carga eléctrica positiva o negativa en solución acuosa, la poliacrilamida deberá ser combinada con monómeros aniónicos o catiónicos. La mayoría de los lodos están cargados negativamente, por lo que los polímeros catiónicos son los más utilizados para el acondicionamiento. Los polímeros tienen, además, las siguientes características:20,21

• Peso molecular (varía desde 0.5 hasta 18 millones); • Densidad de carga (varía desde 10% hasta 100%); y • Nivel de sólidos activos (varía desde 2% hasta 95%).

Los polímeros de alto peso molecular y cadena larga son muy viscosos en forma líquida, extremadamente frágiles y difíciles de mezclar en solución acuosa. A medida

116

que aumenta el peso molecular, también aumenta la dificultad en el mezclado y dilución del polímero. Se utilizan los polímeros de alto peso molecular y alta carga positiva para acondicionar lodos mezclados, que contienen grandes cantidades de biomasa. La carga positiva puede neutralizar los sólidos finos y el alto peso molecular proporciona resistencia al flóculo, para soportar los esfuerzos cortantes elevados, así como las presiones presentes en las centrífugas, filtros prensa tipo banda y tipo presión. Los polímeros se pueden conseguir en cinco diferentes formas físicas: secos, líquidos, emulsiones, mannich (un tipo especial de solución) y gel. Los polímeros tienen tres tipos de carga: catiónica, aniónica y no iónica. Una vez que los polímeros, en cualquier forma, han sido diluidos, la solución es estable por sólo 24 horas. Los polímeros secos, emulsiones y gel se obtienen para todos los tipos de carga; mannich y líquido sólo hay en forma catiónica. 5.3.1.1.Polímeros Secos Los polímeros secos se obtienen en forma de polvo, gránulos, micropartículas y hojuelas. Los polímeros pueden tener un nivel de sólidos activos tan alto como el 90% al 95%. Se suministran en sacos de papel de doble pared o de polietileno de 23 kg, 30 sacos por embalaje. Los sacos deberán ser almacenados en un área seca, templada, de baja humedad y utilizados en rotación adecuada. El tiempo de almacenaje es de 15 a 30 días. También se pueden suministrar en sacos grandes de 815 kg, que están adaptados al sistema de alimentación en seco. No se recomiendan embarques a granel. Las áreas de manejo deberán estar bien ventiladas. Se deberán proporcionar lavaojos y regaderas de emergencia cerca del área de manejo de polímeros. El sistema de alimentación tiene un aparato para la preparación de la solución y una bomba dosificadora. El sistema de preparación de solución incluye un sistema de mezclado, manual o automático. De allí, el polímero es proporcionado a mano o con un alimentador en seco volumétrico hacia el eductor humectante. Se utilizan concentraciones tan bajas como de un 0.01%. En la figura 5.3 se muestra un diagrama de flujo. Hay unidades paquete disponibles para plantas pequeñas. Si las instalaciones de alimentación requieren la flexibilidad suficiente para manejar cualquier tipo y grado de polímero, el alimentador y eductor necesitan ser ajustables. El mezclador utilizado en los tanques de añejado y secos deberá ser de velocidad variable, con una velocidad máxima no mayor de 500 rpm. La bomba dosificadora deberá ser tipo de desplazamiento positivo y tener un controlador de velocidad variable. En general, se utilizan bombas tipo diafragma para aplicaciones de aproximadamente 380 L/h y menores. Para aplicaciones arriba de 380 L/h, se utilizan bombas de cavidad progresiva, engranes o lóbulo. El controlador de velocidad puede ser ajustado manualmente o fijado para que cambie automáticamente con el gasto de lodo. El agua de dilución deberá tener un medidor de gasto, normalmente un rotámetro, y una válvula de control para ajustes.

117

Los tanques, tubería y válvulas deberán ser de PVC o fibra de vidrio. Cualquier metal que entre en contacto con la solución de polímero deberá ser de acero inoxidable. Los pisos, plataformas y escalones deberán ser de construcción antiderrapante. 5.3.1.2.Polímeros Líquidos Los polímeros líquidos normalmente tienen un peso molecular bajo a medio, con sólidos activos del orden de 10% a 50%. La viscosidad de los polímeros líquidos puede variar desde 1 centipoise (cps) hasta 6000 cps. Se deberá considerar la viscosidad más alta para la selección de una bomba de transferencia. Se utiliza una unidad de dispersión húmeda o mezclador estático para dispersar el polímero líquido en el agua. Se suministran en porrones de 20 L, tambores de acero recubierto de 200 L, tanques para líquido de 945 L o autotanques de 19,000 L.

Figura 5.3. Sistema automatico de alimentacion de polimeros tipico.

Los tanques para almacenamiento en bruto deberán ser recubiertos o de fibra de vidrio y tener una capacidad del 150% de la capacidad un autotanque o 15 a 30 días de ración, la que sea mayor. Los polímeros líquidos se almacenan en un edificio con calefacción o en tanques con sistema de calentamiento. Las áreas de almacenamiento deberán estar bien ventiladas. Se requiere un lavaojos y regadera de emergencia cerca del área de manejo de polímeros líquidos. Los sistemas de alimentación de polímeros líquidos difieren de los sistemas en seco sólo en relación al equipo utilizado para mezclar el polímero con el agua, para preparar una solución de trabajo. La preparación de la solución normalmente es una operación manual por lote (batch), con llenado manual del tanque de mezclado y añejado con agua y polímero. En algunas plantas grandes, el sistema de

118

alimentación de polímero líquido está combinado con el sistema de alimentación de polímero seco, como se muestra en la figura 5.3. El diseño del resto de la instalación es prácticamente el mismo descrito para los polímeros secos. El uso de unidades compactas para mezclado de polímero líquido maximizan la preparación de la solución mediante una agitación lenta y una cámara de añejamiento y retención. La figura 5.4 muestra un diagrama de flujo de la unidad compacta de mezclado.

PUNTO DE CAMARA DE APLICACION

AÑEJAMIENTO/DETENCION

BOMBA MEDIDORAROTAMETRO

REGULADORDE PRESION

VALVULASELENOIDE

TAMBOR DE SPOLIMEROLIQUIDO

AGUA DEDILUCION

Figura 5.4. Sistema compacto de mezclado para polimeros liquidos

5.3.1.3.Polímeros de Emulsión Las emulsiones son dispersiones de las partículas de polímeros en un aceite de hidrocarburo o mineral ligero. Normalmente se aplican agentes tensoactivos para evitar la separación de la fase polímero aceite de la fase agua. Algunas emulsiones de polímeros requieren un mezclado continuo para evitar la separación. Las emulsiones tienen altos pesos moleculares y un nivel de sólidos activos del 50%, sin producir una viscosidad elevada. La viscosidad aparente de la emulsión tal como la entrega el fabricante varía desde 300 hasta 5000 cps. Los polímeros en emulsión se suministran en tambores de acero recubierto de 200 L. Las instalaciones de almacenamiento y manejo para polímeros en emulsión son similares a las de polímeros líquidos. El sistema de alimentación también es similar al utilizado para polímeros líquidos, excepto el área de preparación de solución.

119

El rompimiento inicial de la emulsión y añejamiento son críticos. Este proceso utiliza un eductor y un mezclador de alta velocidad en el tanque de mezclado o mezclador estático. Un nuevo proceso de rompimiento de emulsión, llamado "mezcla rápida", fue dado a conocer recientemente. En la mezcla rápida, el polímero en emulsión y agua entran la sección amplificadora de energía de un mezclador, donde son combinados rápidamente y acelerados hacia un estado de muy alta energía. La mezcla sale hacia un área de menor velocidad, alta turbulencia. Esta transición libera la energía cinética almacenada en la mezcla, provocando que el polímero y agua se dispersen y mezclen rápidamente en una solución totalmente activada y uniformemente mezclada. Este proceso puede romper la emulsión y resultar en una solución completamente dispersa, dentro de una fracción de segundo. El resto de la instalación para polímero en emulsión es igual a la descrita para los polímeros líquidos. 5.3.1.4.Polímeros Mannich y Gel Los polímeros mannich típicamente contienen de 4% a 7% de sustancia activa. Son producidos mediante el uso de un catalizador a base de formaldehído, para promover la reacción química que crea el compuesto orgánico. Debido a que los vapores del formaldehído presentan un riesgo y pueden ser cancerígenos, los polímeros mannich deberán ser almacenados y utilizados sólo en sitios bien ventilados. Las características de los polímeros mannich incluyen su viscosidad sumamente alta (más de 150,000 cps) y la extrema dificultad en el bombeo. Este tipo de polímero, sin embargo, puede ser muy eficiente y económico en plantas de tratamiento grandes, con la economía directamente relacionada al costo de envío del polímero. Los gel son del 30% al 33% sólidos activos, monómeros de alto peso molecular producidos con radiaciones gama. Los gel normalmente se envían en forma de tronco, con un diámetro de 23 cm y una longitud de 51 cm; requieren de equipo especial para su formación. Los polímeros gel requieren una molienda de diseño especial, para reducir los troncos de gel en pequeñas partículas. Las pequeñas partículas luego se humedecen, mezclan en un tanque de disolución y añejan en un tanque de alimentación, como en el sistema de polímero seco. El sistema de alimentación de polímero Mannich y su diseño son similares al del polímero líquido. 5.4.OPTIMIZACIÓN DE DOSIS La selección de la dosis correcta de acondicionador químico es crítica para el funcionamiento óptimo. La dosis afecta no sólo el contenido de humedad de la torta, pero también la tasa de captura de sólidos y costo de disposición de los mismos. La dosis se determina de pruebas en planta piloto, en laboratorio y en línea. Debido a que las características del lodo varían periódicamente, la dosis deberá ser reevaluada periódicamente.

120

5.4.1.Pruebas para la Selección del Acondicionador Se pueden utilizar las siguientes pruebas para evaluar la efectividad de un solo acondicionador o para comparar la efectividad de varios. 5.4.1.1.Prueba de Jarras La prueba de jarras es una observación visual del tamaño de los flóculos de lodo, producidos cuando diferentes cantidades de acondicionador se mezclan con muestras de lodo. La prueba de jarras, el tipo de prueba más sencillo, frecuentemente se utiliza para estimaciones preliminares de la cantidad de acondicionador y costos. 5.4.1.2.Prueba de Hoja de Filtro La prueba de hoja de filtro2 normalmente se utiliza para evaluar el acondicionador sólo para los filtros al vacío. 5.4.1.3.Prueba de Tiempo de Succión Capilar La prueba de tiempo de succión capilar (TSC)3,25 indica el tiempo, en segundos, requerido para que un volumen pequeño de filtrado sea extraído del lodo acondicionado, cuando el lodo está bajo la presión de succión capilar de papel filtro seco. La dosis óptima de acondicionador se determina mediante la rápida TSC durante las pruebas de selección en línea. 5.4.1.4.Prueba Estándar de Corte La prueba estándar de corte18 evalúa la resistencia física de los flóculos de lodo acondicionado. El lodo se somete a un mezclado de alta velocidad durante varios periodos. Se mide el cambio en TSC, provocado por los diferentes grados de esfuerzos cortantes impuestos. Un lodo con flóculos fuertes mostrará relativamente poco cambio en TSC después del mezclado, mientras que un lodo con flóculos débiles mostrará un incremento importante en TSC, aún después de un período corto de mezclado. 5.4.1.5.Prueba del Embudo Buchner La prueba del embudo Buchner2 se utiliza para determinar la resistencia específica de un lodo a la filtración o desaguado. La resistencia específica se calcula comparando la relación entre el tiempo y volumen filtrado. Al graficar la resistencia específica en función de la dosis de acondicionador, se puede determinar la dosis óptima de acondicionador. 5.4.1.6.Pruebas en Linea Las pruebas en línea se utilizan para evaluar diferentes acondicionadores y determinar su dosis óptima, basada en el espesamiento o desaguado obtenido. Se

121

analizan muestras representativas del químico acondicionador, alimentación de lodo, descarga de torta o lodo espesado extraído, y filtrado o sobrenadante. La dosis óptima y selección de acondicionador se determinan mediante un análisis de efectividad de costos. 5.5.CURVAS DE COSTOS A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

Curva 5.1. Acondicionamiento con cal, costo base total (para 2% de sólidos

suspendidos)

122

Curva 5.2. Gasto de operación y mantenimiento (para 2% de sólidos

suspendidos)


suspendidos)

123

Curva 5.4. Acondicionamiento con cal, gasto de operación y mantenimiento

(para 4% de sólidos suspendidos)


suspendidos)

124

Curva 5.6. Acondicionamiento con cal, gasto de operación y mantenimiento

(para 6% de sólidos suspendidos).

Curva 5.7. Acondicionamiento con cloruro ferrico Costo base total (para 2% de

sólidos suspendidos).

125

Curva 5.8. Acondicionamiento con cloruro ferrico, gastos de operación y

mantenimiento (para 2% de sólidos suspendidos)

Curva 5.9. Acondicionamiento con cloruro ferrico, costo base total (para 4% de


126

Curva 5.10. Acondicionamiento con cloruro ferrico, gastos de operación y

mantenimiento (para 4% de sólidos suspendidos).

Curva 5.11. Acondicionamiento con cloruro ferrico, costo base total (para 6%

de sólidos suspendidos).

127

Curva 5.12. Acondicionamiento con cloruro ferrico, gasto de operación y


Curva 5.13. Acondicionamiento con polimero, costo base total (para 2% de


128

Curva 5.14. Acondicionamiento con polimero, gastos de operación y




129

Curva 5.16. Acondicionamiento con polimero, gastos de operación y




130

Curva 5.18. Acondicionamiento con polimero, gasto de operación y


131

6.ESTABILIZACIÓN 6.1.INTRODUCCIÓN El propósito de este capítulo es el de dar al ingeniero información sobre el diseño racional y la operación en la cual basar las decisiones relativas a la viabilidad económica de los procesos de estabilización. Este capítulo proporciona una descripción detallada de cuatro procesos, que tienen la función principal de estabilizar el lodo. 6.1.1.Definición La estabilización consiste en la destrucción de células, con la consiguiente disminución del volumen de líquido o peso de sólidos a tratar en operaciones sucesivas. 6.1.2.Propósito El principal objetivo de la estabilización es el de convertir el lodo tratado en menos oloroso y putrescible, así como reducir el contenido de organismos patógenos. Algunos procedimientos utilizados para lograr este objetivo también pueden resultar en cambios básicos en el lodo. La selección de un cierto método estriba principalmente en el procedimiento de disposición final planeado. Si va a desaguar e incinerar el lodo, frecuentemente no se emplea un procedimiento de estabilización. 6.1.3.Tipos de Procesos de Espesamiento La estabilización puede llevarse a cabo mediante cualquiera de los siguientes procesos: digestión anaerobia, digestión aerobia, estabilización con cal y composteo. 6.2.DIGESTIÓN ANAEROBIA 6.2.1.Descripción del Proceso La digestión anaerobia consiste en la degradación biológica de sustancias orgánicas complejas, en ausencia de oxígeno libre. Durante el desarrollo de estas reacciones se libera energía, y gran parte de la materia orgánica es transformada en metano, bióxido de carbono y agua. Como quedan disponibles poco carbono y energía, para sostener la continuación de la actividad biológica, los sólidos restantes son estabilizados. El proceso anaerobio es controlado básicamente por las bacterias metanogénicas debido a su lento crecimiento y sensibilidad a cambios ambientales. Por consiguiente, todo diseño exitoso deberá estar basado en las características especiales limitantes de estos microorganismos.

132

6.2.1.1.Aplicabilidad Una gran variedad de lodos de plantas de tratamiento de aguas residuales municipales pueden ser estabilizados por medio de la digestión anaerobia. La tabla 6.1 relaciona algunos tipos de lodos que han sido digeridos anaerobiamente en digestores de alta tasa. Tabla 6.1. Tipo y referencia de estudios a escala real sobre digestion anaerobia

de alta tasa de lodos municipales (52, 53, 54, 55 –73) Referencia

Tipo de Lodo Digestión Mesofílica Digestión Termofílica Primario y Cal 55, 56 ---

Primario y Cloruro Férrico 57 --- Primario y Alumbre 58 ---

Primario y Filtro Biológico 59, 60 --- Primario, F. Biol. y Alumbre 61 ---

Primario y Lodo Act. Purgado 62, 63, 64, 65 64, 66, 67, 68 Primario, L. Act. P. y Cal 69, 70 ---

Primario, L. Act. P. y Alumbre 69, 71, 72 --- Primario, L.A.P. y C. Férrico 69 ---

Primario, L.A.P. y Aluminato de Sodio 71, 72 --- Sólo L.A. Purgado (P. Piloto) 52, 53, 54, 73 52, 53, 54

La digestión anaerobia es un método factible de estabilización para lodos con bajas concentraciones de toxinas y un contenido de sólidos volátiles arriba del 50 por ciento. 6.2.1.2.Ventajas y Desventajas La digestión anaerobia ofrece varias ventajas sobre otros métodos de estabilización de lodos; específicamente, el proceso:

• Produce metano, una fuente aprovechable de energía. • Reduce la masa total de lodo a través de la conversión de la materia orgánica

a principalmente metano, bióxido de carbono y agua. Comúnmente, de 25% a 45% de los sólidos del lodo crudo son destruidos durante la digestión anaerobia. Esto puede reducir substancialmente el costo de disposición del lodo.

• Produce un residuo de sólidos adecuado para ser aprovechado como acondicionador de suelos. Los niveles de olores se reducen enormemente mediante la digestión anaerobia.

• Inactivación de patógenos. Los microorganismos productores de enfermedades en el lodo se mueren durante el tiempo de retención relativamente largo utilizado en la digestión anaerobia.

133

La principales desventajas de la digestión anaerobia de lodos son que:

• Tiene un alto costo de inversión inicial. Se requieren tanques de digestión muy grandes y cerrados, que deberán contar con sistemas para alimentación, calentamiento y mezclado del lodo.

• Es susceptible a trastornos. Los microorganismos que llevan a cabo la descomposición anaerobia son sensibles a pequeños cambios en su ambiente.

• Produce corrientes colaterales de baja calidad. El sobrenadante de los digestores anaerobios frecuentemente tiene una alta demanda de oxígeno y elevada concentración de nitrógeno y sólidos suspendidos. La recirculación del sobrenadante al influente de la planta puede ocasionar trastornos en el tren de tratamiento líquido o producir una acumulación de partículas finas en la planta de tratamiento.

• Mantiene una tasa baja de crecimiento de las bacterias productoras de metano. Se requieren grandes reactores para contener el lodo durante 15 a 30 días, para estabilizar los sólidos orgánicos en forma efectiva.

6.2.2.Variaciones del Proceso La experiencia de muchos años ha producido cuatro variaciones básicas de la digestión anaerobia: baja tasa, alta tasa, contacto y separación por fases. La digestión de alta tasa es obviamente una mejora sobre la baja tasa, y sus características han sido incorporadas en la práctica normal. Los procesos anaerobios de contacto y separación por fases, mientras ofrecen algunos beneficios específicos, no han sido utilizados para la digestión de lodos en instalaciones a escala real, por lo cual no serán tratados en este manual. 6.2.2.1.Digestión de Baja Tasa El proceso más sencillo y viejo de los tipos de estabilización anaerobia de lodos es la digestión de baja tasa. Las características básicas de este proceso se muestran en la figura 6.1. Básicamente, un digestor de baja tasa es un tanque grande de almacenamiento. El lodo crudo es alimentado al tanque en forma intermitente. Se generan burbujas de gas poco después de haber alimentado al digestor con lodo, y la acción de subir a la superficie de éstas es el único mezclado. Como resultado, el contenido del tanque se estratifica, formando tres zonas distintas: una capa flotante de natas, un nivel intermedio de sobrenadante y una capa inferior de lodo. Básicamente, toda la descomposición está restringida a la zona inferior. El lodo estabilizado, que se acumula y espesa en el fondo del tanque, es extraído periódicamente desde el centro del piso. El sobrenadante es removido del costado

134

del tanque y recirculado hacia el principio de la planta de tratamiento. El gas se acumula arriba de la superficie líquida y es extraído a través de la cubierta.

Figura 6.1. Sistema de digestion anaerobia de baja tasa.

6.2.2.2. Digestión de Alta Tasa La digestión de alta tasa se caracteriza por el calentamiento, mezclado auxiliar, espesamiento del lodo crudo y alimentación uniforme. Estos cuatro factores, elementos esenciales de la digestión de alta tasa, actúan juntos para crear un ambiente estable y uniforme, las mejores condiciones para el proceso biológico. El resultado neto es que los requerimientos de volumen son disminuidos y la estabilidad del proceso incrementada. La figura 6.2 muestra el esquema básico de este proceso. a) Calentamiento El contenido de un digestor de alta tasa es calentado y mantenido en forma consistente dentro de un ámbito de ±0.6C de la temperatura de diseño. Normalmente, los digestores de alta tasa son operados entre 30C y 38C.

135

b) Mezclado Auxiliar El lodo en los digestores de alta tasa es mezclado continuamente para crear un ambiente homogéneo a través de todo el reactor. Cuando se evita la estratificación, todo el digestor está disponible para una activa descomposición, así aumentando el tiempo de retención efectivo. c) Pre-espesamiento El espesamiento del lodo crudo antes de la digestión permite la reducción del volumen del digestor en un 75% del equivalente de la digestión sin espesamiento. Además, parte del líquido que había sido removido como sobrenadante de la digestión, fue removido en la etapa anterior de espesamiento.

Figura 6.2. Sistema de digestiona anerobia de alta tasa, una etapa.

Hay, sin embargo, un punto más allá del cual el espesamiento del lodo influente tiene un efecto negativo sobre la digestión. Dos problemas pueden resultar de obtener una sobre concentración del lodo influente. Un buen mezclado se vuelve difícil de mantener. La concentración de sólidos en el digestor afecta la viscosidad, que, a su vez, afecta el mezclado. Sawyer y Grumbling

136

(88) tuvieron dificultades en el mezclado cuando el contenido de sólidos en el digestor excedía del seis por ciento. La concentración de químicos puede alcanzar niveles que inhiban la actividad microbiana. Un lodo influente altamente espesado indica que el contenido del digestor será muy concentrado. Los compuestos que entran al digestor, tales como sales y metales pesados, y los productos finales de la digestión, como ácidos volátiles y sales de amoniaco, pueden alcanzar concentraciones tóxicas para las bacterias en el digestor (89). d) Alimentación Uniforme La alimentación es introducida a un digestor de alta tasa a intervalos frecuentes, para mantener condiciones uniformes dentro del reactor. En el pasado, muchos digestores eran alimentados solamente una vez al día o aún menos frecuente. Estas cargas pico imponían demasiada tensión sobre el sistema biológico y desestabilizaban el proceso. Aunque la alimentación continua es ideal, es aceptable cargar un digestor en forma intermitente, siempre y cuando sea en forma frecuente (por ejemplo, cada dos horas). e) Digestión de Dos-Etapas Frecuentemente, un digestor de alta tasa está en serie con un segundo tanque de digestión (figura 6.3). Tradicionalmente, este segundo digestor es similar en diseño al primario, excepto que no tiene calentamiento ni es mezclado. Su función principal es la de permitir la concentración por gravedad de los sólidos de lodo digerido y decantación del licor sobrenadante. Lamentablemente, muchos digestores secundarios han funcionado pobremente como espesadores, produciendo lodo diluido y una alta concentración en el sobrenadante. La principal causa del problema es que, en la mayoría de los casos, los lodos digeridos anaerobiamente no se sedimentan fácilmente. Básicamente, dos factores contribuyen a este fenómeno (91). Flotación de Sólidos. El contenido del tanque primario de digestión se puede volver sobresaturado con biogas. Alta Proporción de Partículas de Tamaño Fino. Los sólidos finos son producidos durante la digestión tanto por el mezclado (92) como el rompimiento natural del tamaño de las partículas a través de la descomposición biológica (93). Estas partículas finas se sedimentan pobremente y entran al sobrenadante.

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Figura 6.3. Proceso de digestion anaerobia de dos etapas

• Un digestor secundario puede servir con éxito en las siguientes funciones: • Espesamiento de lodo primario digerido. • Proporcionar capacidad adicional de digestión. • Almacenamiento del lodo digerido. • Garantía contra cortos circuitos de lodos crudos a través de la digestión.

6.2.3.Dimensionamiento de Digestores Anaerobios El establecimiento del volumen del tanque de digestión es un paso crítico en el diseño de un sistema de digestión anaerobia. Primero, y de mayor importancia, el volumen del digestor deberá ser suficiente para evitar que el proceso falle bajo todas las condiciones esperadas. La falla del proceso se define como la acumulación de ácidos volátiles (relación de ácidos volátiles / alcalinidad mayor de 0.5) y el cese de la producción de metano. Una vez que un digestor se vuelve agrio, normalmente se lleva por lo menos un mes para volver a entrar en servicio. Mientras tanto, el lodo crudo se tiene que desviar a los demás digestores, que a su vez se sobrecargan. Además, el lodo del digestor agrio tiene un olor fuerte y nocivo, y por tanto, almacenarlo y disponerlo adecuadamente se vuelve un problema. 6.2.3.1.Criterios de Carga Tradicionalmente, los requerimientos de volumen para la digestión anaerobia han sido determinados de criterios empíricos de carga. El más viejo y sencillo de estos criterios es el volumen por persona servida. El tabla 6.2 presenta valores típicos de diseño. Este factor grueso de carga deberá ser utilizado únicamente para las estimaciones iniciales de dimensionamiento, ya que implícitamente supone un valor para parámetros tan importantes como la carga por habitante, eficiencia de remoción de sólidos en el tratamiento y la facilidad de digestión del lodo. Estos parámetros varían enormemente de una zona a otra y no se pueden juntar en un solo parámetro de manera precisa.

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Tabla 6.2. Criterios de diseño tipicos para dimensionamiento de digestores de lodo anaerobios mesofilicos (104, 105)

Parámetro Digestores de Baja Tasa Digestores de Alta Tasa Criterio de Volumen (m3/hab.)

Lodo Primario .06-.08 .04 Lodo Primario + F. Biol. .11-.14 .08-.09

Lodo Primario + L.Act.Purg. .11-.17 .08-.11 Carga de Sólidos (kg SV/d/m3) .64-1.60 2.40-6.40

Tiempo Retención Sólidos (días) 30-60 10-20 6.2.3.2.Tiempo de Retención de Sólidos Un parámetro clave de diseño del tratamiento anaerobio es el tiempo de retención de sólidos biológicos (TRS), que es el tiempo medio que una unidad de masa biológica es retenida en el sistema (107). El TRS se puede definir operativamente como la masa total de sólidos en el sistema de tratamiento dividida entre la cantidad de sólidos extraídos diariamente. En digestores anaerobios sin recirculación, el TRS es equivalente al tiempo de retención hidráulica (TRH). La recirculación de una corriente concentrada hacia el inicio del sistema, que es el factor distintivo del proceso anaerobio de contacto, aumenta el TRS en relación al TRH. El TRS se puede disminuir hasta un punto crítico (TRSc), más allá del cual el proceso falla por completo. La temperatura tiene un efecto importante sobre la tasa de crecimiento de las bacterias y, por consiguiente, cambios en la relación entre el TRS y la eficiencia del digestor. El efecto de la temperatura sobre la producción de metano y reducción de sólidos volátiles se muestra en la figura 6.4. La importancia de esta relación es que la estabilización es disminuida a las temperaturas menores, pareciendo ser 20C la temperatura mínima a la cual la estabilización del lodo se puede lograr dentro de un TRS práctico (108). 6.2.3.3.Procedimiento Recomendado para Dimensionamiento El tamaño del digestor anaerobio deberá ser suficiente para asegurar que el tiempo de retención de sólidos en el sistema nunca disminuye más allá de un cierto valor crítico. Un margen de seguridad deberá ser proporcionado, ya que el TRSc fue determinado en base a digestores a escala laboratorio, que se mantuvieron bajo condiciones ideales como mezclado completo, alimentación y extracción uniforme y una temperatura de digestión controlada estrechamente. Sin embargo, en una planta a escala completa, la condición ideal de mezclado completo no se logra. Como resultado, el TRSd deberá ser considerablemente mayor que el TRSc. McCarty (110) recomienda un factor mínimo de seguridad de 2.5. Varios investigadores (82, 88, 96, 111, 112, 113, 114) han recomendado diez días como mínimo aceptable para el TRS en digestores de alta tasa operando cerca de 35C (Los valores para digestores operados a otras temperaturas se muestran en la

139

tabla 6.3). Este criterio de dimensionamiento es razonable, ya que corresponde al tiempo de duplicación de la bacteria más lenta.

Figura 6.4. Efecto del trs sobre la descomposicion de compuestos de desechos

degradables y produccion de metano

140

Tabla 6.3. Criterios de diseño para dimensionamiento de digestores de alta tasa en base a tiempo de retencion de solidos (110)

Tiempo de Retención de Sólidos (días) Temperatura de Mínimo Sugerido para Diseño Operación (°C) (TRSc) (TRSd)

18.3 11 28 23.9 8 20 29.4 6 14 35.0 4 10 40.6 4 10

Sin embargo, este criterio se tiene que cumplir bajo todas las condiciones esperadas, incluyendo:

• Carga Hidráulica Pico. Este valor se deberá estimar combinando una baja eficiencia de espesamiento con la carga máxima esperada, durante siete días continuos para el periodo de diseño.

• Acumulación Máxima de Arena y Natas. Cantidades importantes de arena y natas se pueden acumular antes de que un digestor sea limpiado. Esto reduce el volumen activo del tanque.

• Nivel del Líquido Abajo del Máximo. Se deben retener entre 60 cm a 90 cm de variabilidad del nivel líquido, para tomar en consideración las diferencias en la tasa de alimentación y extracción, además de proporcionar una flexibilidad operativa razonable.

Estas condiciones pueden presentarse simultáneamente y, por tanto, se deben sumar cuando se aplique el criterio de dimensionamiento de diez días de TRSd. Por esta razón, el enfoque más razonable para dimensionar una instalación a escala real es el de aplicar criterios de diseño basados en datos experimentales (incrementados por un factor de seguridad razonable) a las condiciones pico esperadas. 6.2.4. Eficiencia del Proceso El resultado primario de la digestión anaerobia es la reducción tanto de sólidos volátiles como organismos patógenos. Para proporcionar una vista general del funcionamiento de un digestor anaerobio, se muestran datos de operación de una instalación de digestión a escala completa en la tabla 6.4 y la tabla 6.5. Estos datos son para un sistema de digestión de alta tasa de dos etapas, en el cual sólo el digestor primario tiene calentamiento y mezclado (62). El segundo tanque proporciona una zona quieta para la separación por gravedad de los sólidos digeridos del licor sobrenadante. La temperatura de operación en la primera etapa se mantiene a 34C y el tiempo de retención en cada tanque fue de 39 días. El lodo influente consistió de aproximadamente cantidades iguales de lodo primario y purgas de lodo activado. Básicamente, toda la estabilización se llevó a cabo en el digestor primario. En esta primera etapa, 57% de los sólidos volátiles fueron convertidos a líquido o

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gas. Sólo el 2.8% de los sólidos volátiles en el lodo crudo fueron reducidos en el digestor secundario. Un patrón similar de rendimiento se muestra en la tabla 6.5 para la reducción de carbohidratos, lípidos y proteínas. Tabla 6.4. Caracteristicas fisicas y quimicas promedio de lodos de un sistema

de digestion de dos etapas (62) Concentración (mg/L)a Lodo Lodo Lodo

Componente Influente Transferencia Sobrenadante Estabilizado pH 5.7 7.7 7.8 7.8

Alcalinidad 758 2,318 2,630 2,760 Ácidos Volátiles 1,285 172 211 185 Sólidos Totales 35,600 18,200 12,100 32,800

Sólidos Fijos 9,000 6,600 3,310 12,300 Carbohidratos 9,680 1,550 1,020 3,100

Lípidos 8,310 2,075 1,321 3,490 Carbono 15,450 6,950 4,440 10,910

Proteínas, como gelatina 18,280 11,200 6,580 17,200 Nitrógeno Amoniacal, NH3 213 546 618 691 Nitrógeno Orgánico, NH3 1,346 879 564 1,455

Nitrógeno Total, NH3 1,559 1,425 1,182 2,146 a - Excepto pH.

Tabla 6.5. Entrada y salida de materiales a un sistema de digestion de dos etapasa (62)

Cantidad (ton)

Lodo Lodo Sobrenadant

e Lodo Gas (Etapa) Infl. Transf. Estabizado 1a 2a

Sólidos Volátiles 72.4693 30.9287 21.2238 7.7095 --- --- Sólidos Fijos 24.3983 17.5958 7.9816 4.6257 --- ---

Carbohidratos (como glucosa) 26.2123 4.12685 2.45797 1.16096 --- --- Lípidos 22.4936 5.52363 2.1768 1.30608 --- ---

Carbono 41.9034 18.5028 10.7026 4.0815 20.045 2.4489 Nitrógeno Amoniacal 0.58048 1.46027 1.48748 0.25396 --- --- Nitrógeno Orgánico 3.64614 2.34006 1.3605 0.5442 --- --- Proteínas (gelatina) 49.5222 29.8403 15.5097 6.4397 --- ---

Nitrógeno Total (NH3) 4.22662 3.8094 2.94775 0.80723 0.4263 0.0363 a - Periodo de análisis = 33 días. La reducción de sólidos durante la digestión tiene el efecto de producir un lodo más diluido. Por ejemplo, en este caso, el lodo crudo influente al sistema tenía una concentración total de sólidos de 3.56%, y la concentración de sólidos fue reducida a 1.86% en la primera etapa de digestión. Aunque la concentración por gravedad se

142

llevó a cabo en el tanque de la segunda etapa, la mayor porción de los sólidos digeridos estaba contenida en el sobrenadante. En esta planta, el sobrenadante era recirculado a los clarificadores primarios y los sólidos que éste contenía regresaban al digestor primario o salían de la planta en el efluente final. El ejemplo anterior ilustra la eficiencia general de los digestores anaerobios. En el resto de esta sección, se tratan tres temas en más detalle: reducción de sólidos, producción de gas y calidad del sobrenadante. 6.2.4.1. Reducción de Sólidos La reducción de sólidos es uno de los principales objetivos de la digestión anaerobia. No sólo hace el lodo menos putrescible, pero también reduce la cantidad de sólidos destinados a disposición final. Normalmente se supone que esta reducción se lleva a cabo sólo en la porción volátil de los sólidos. Por consiguiente, una medida común de la eficiencia del digestor es el porcentaje de sólidos volátiles destruidos. La reducción de sólidos volátiles en digestores anaerobios generalmente varía entre 35 y 60 por ciento. Los parámetros operativos más importantes que afectan la reducción de sólidos volátiles son el tiempo de retención de sólidos y la temperatura de digestión. 6.2.4.2.Producción de Gas Una ventaja particular de la digestión anaerobia sobre otros métodos de estabilización de lodos es que produce gas de mediana energía como subproducto. Antes de poder establecer un programa de utilización, hay que determinar la cantidad y calidad del biogás. La generación de biogás es resultado directo de la destrucción de los sólidos. Los valores específicos de producción de gas para la digestión anaerobia de algunos de los principales componentes del lodo se presentan en la tabla 6.6.

Tabla 6.6. Produccion de gas para diferentes compuestos en los lodos de las aguas residuales (125)

Producción Específica de Gas Contenido de CH4 Material (m³/kg destruido) (%) Aceites 1.12-1.43 3.86-4.49 Natas 0.87-1.00 4.36-4.67

Grasas 1.06 4.24 Fibras Crudas 0.81 2.80-3.12

Proteína 0.75 4.55 La producción específica de gas para lodos municipales digeridos anaerobiamente varía entre 0.75 a 1.1 m3/kg de sólidos volátiles destruidos. La figura 6.5 muestra cómo la producción específica de gas es afectada por la temperatura.

143

La conversión de los sólidos volátiles es más eficiente entre los 34C y 54C. El tiempo de retención (TRS) básicamente no tiene efecto sobre la producción específica de gas, siempre que el TRS esté excedido. El aumentar el TRS, sin embargo, incrementa la cantidad total de gas producido debido a que aumenta la reducción de sólidos volátiles. Las características del biogás de varias instalaciones de digestión se presenta en la tabla 6.7. Un proceso sano de digestión produce biogás con cerca del 65 al 70 por ciento de metano, 30 a 35 por ciento de bióxido de carbono y muy pequeñas cantidades de nitrógeno, hidrógeno y ácido sulfhídrico. La concentración de bióxido de carbono en el biogás se ha encontrado que aumenta con la carga (99, 127).

Tabla 6.7. Caracteristicas del biogasa (124) Constituyente Valores de diferentes plantas (% por volumen)b Metano (CH4) 42.5 61.0 62.0 67.0 70.0 73.7 75.0 73-75

Bió. Car. (CO2) 47.7 32.8 38.0 30.0 30.0 17.7 22.0 21-24 Hidrógeno (H2) 1.7 3.3 --c -- -- 2.1 0.2 1-2 Nitrógeno (N2) 8.1 2.9 -- c 3.0 -- 6.5 2.7 1-2 Sulfhídr. (H2S) -- -- 0.15 -- .01-.02 0.06 0.1 1-1.5 V. Cal. Btu/ft³ 459 667 660 624 728 791 716 739-750

G.Esp. (aire=1) 1.04 0.87 0.92 0.86 0.85 0.74 0.78 .7-.8 a - Datos de estudios de 1966 de Herpers y Herpers. b - Excepto donde se indique otra cosa. c - Trazas. V. Cal. = Valor Calorífico G.Esp. = Gravedad Específica 6.2.5.Consideraciones de Operación 6.2.5.1.pH Un control estrecho del pH es necesario debido a que las bacterias metanogénicas son extremadamente sensibles a ligeros cambios de pH. En el proceso de digestión anaerobia, el ámbito de pH de interés es de 6.0 a 8.0, lo cual hace de la relación bióxido de carbono a bicarbonato la más importante. Como indica la figura 6.6, el sistema de pH es controlado por la concentración de CO2 de la fase gaseosa y la alcalinidad de bicarbonato de la fase líquida. Un digestor con una concentración dada de CO2 en la fase gaseosa y alcalinidad de bicarbonato en la fase líquida, puede existir sólo a un pH. Si se le agrega alcalinidad de bicarbonato al digestor y la proporción de CO2 en la fase gaseosa permanece igual, el pH del digestor deberá aumentar.

144

Figura 6.5. Efecto de la temperatura sobre la produccion de gas

Figura 6.6. Relacion entre el ph y concentracion de bicarbonato cerca de 35

grados c

145

Para cualquier composición de CO2 en la fase gaseosa, la cantidad de bicarbonato de sodio requerida para lograr el cambio deseado en el pH está dado por la siguiente ecuación: D = 0.60(AB al pH inicial - AB al pH final) (5-1) donde, D = dosis de bicarbonato de sodio, mg/L AB = alcalinidad de bicarbonato del digestor como mg/L de CaCO3 El incremento en pH es menos importante, sin embargo, que el efecto sobre la capacidad de amortiguamiento del sistema (es decir, la habilidad del sistema de resistir cambios de pH). Si se agrega alcalinidad de bicarbonato, se incrementa la capacidad de amortiguamiento, se estabiliza el pH del sistema y el sistema se vuelve menos susceptible a trastornos. La alcalinidad de bicarbonato se puede calcular a partir de la alcalinidad total mediante la siguiente ecuación:

AB = AT - 0.71(AV) (5-2) donde, AB=alcalinidad de bicarbonato como mg/L de CaCO3 AT=alcalinidad total como mg/L de CaCO3 determinada por titulación a un pH de 4.0 AV=ácidos volátiles medidos como mg/L de ácido acético El 0.71 se obtiene de la multiplicación de dos factores (0.83 y 0.85). El 0.83 convierte los ácidos volátiles como ácido acético a alcalinidad ácida como CaCO3. El 0.85 es utilizado debido a que en la titulación a un pH de 4.0, cerca del 85% del acetato se ha convertido a la forma ácida. 6.2.5.2.Toxicidad Se deberán tener en cuenta las siguientes consideraciones:

• Primero, para que cualquier material sea tóxico biológicamente, deberá estar en solución. Si la sustancia no está en solución, ésta no puede pasar a través de la pared celular y por tanto no puede afectar a los organismos.

• Segundo, la toxicidad es un término relativo. Hay muchos materiales orgánicos

e inorgánicos que, si están en solución, pueden ser por un lado estimulantes y por otro tóxicos. Un buen ejemplo es el efecto, mostrado en la tabla 6.8, del nitrógeno amoniacal en la digestión anaerobia.

146

Tabla 6.8. Efecto del nitrogeno sobre la digestion anaerobia (152,153)

Concentración de Nitrógeno Amoniacal, como N Efecto

(mg/L) 50 - 200 Benéfico

200 - 1,000 Sin efecto adverso 1,500 - 3,000 Inhibitorio a pH arriba de

7.4 - 7.6 Arriba de 3,000 Tóxico

• La aclimatación es la tercera consideración. Cuando se incrementan

paulatinamente los niveles de materiales potencialmente tóxicos dentro del ambiente, muchos organismos pueden reordenar sus recursos metabólicos y sobreponerse a la interferencia metabólica producida por el material tóxico. Bajo condiciones de carga pico, no hay suficiente tiempo para que este reacomodo se lleve a cabo y el proceso de digestión falla.

• Finalmente, existe la posibilidad de antagonismo y sinergismo. El antagonismo

está definido como la reducción del efecto tóxico de una sustancia por la presencia de otra. El sinergismo está definido como un incremento en el efecto tóxico de una sustancia por la presencia de otra. Existen importantes relaciones en la toxicidad de cationes.

6.2.6.Diseño de los Componentes del Sistema 6.2.6.1.Diseño del Tanque Los tanques para la digestión anaerobia son cilíndricos, rectangulares o en forma de huevo. Un croquis de cada tipo de tanque se muestra en de la figura 6.7 a la figura 6.9. El diseño más común de tanque es el de un cilindro bajo de diámetro entre 6 a 38 metros, con una profundidad lateral de agua entre 6 y 12 metros. El mezclado con gas es más eficiente cuando la relación del radio del tanque a la profundidad de agua está entre 0.7 y 2.0 (176). Los tanques normalmente son hechos de concreto, con refuerzo interno o varillas de postensionamiento o correas. Este último diseño es el menos costoso, para tanques con diámetros mayores de 20 metros. Algunos tanques para digestores han sido construidos de acero con diámetros hasta de 21.5 metros.

147

Figura 6.7. Tanques cilindricos para digestion anaerobia

Figura 6.8. Tanque rectangular paa digestion anaerobia

148

Figura 6.9. Tanque en forma de huevo para digestion anaerobia en la planta de

tratamiento de terminal island, los angeles El piso de un digestor cilíndrico normalmente es cónico, con una pendiente mínima de 1:6. El lodo es extraído del punto más bajo en el centro del tanque. Los tanques de digestión con "fondos tipo waffle" tienen como objetivo principal minimizar la acumulación de arena y, eliminar prácticamente la necesidad de limpieza. Como se muestra en la figura 6.7, el piso del tanque está subdividido en tolvas con forma de gajo, cada uno con pendiente hacia un puerto de extracción independiente a lo largo de la orilla exterior del tanque. La subdivisión del área del fondo y el uso de múltiples puertos de extracción permite mayor pendiente del piso y reduce la distancia que tienen que recorrer los sólidos sedimentados. Las principales ventajas de tanques rectangulares son la construcción simplificada y el uso eficiente de un terreno limitado en extensión. Sin embargo, es más difícil mantener el contenido de un digestor rectangular mezclado uniformemente debido a las "zonas muertas" que tienden a formarse en las esquinas. La figura 6.8 muestra planta y sección de un tanque de digestión rectangular.

149

Por otra parte, el objetivo de tener un tanque en forma de huevo es el de eliminar la necesidad de limpieza. Los costados del digestor forman un cono con una pendiente tan alta en el fondo que no se puede acumular la arena (Figura 6.9). La parte superior del digestor es pequeña, para que las natas se puedan mantener fluidas con un mezclador y removidas a través de puertas especiales. La construcción de tanques en forma de huevo requiere de cimbra compleja y técnicas de construcción en espiral. Por consiguiente, los costos de inversión inicial son mayores que para los demás tipos de tanques. 6.2.6.2.Calentamiento El sistema de calentamiento es un aspecto importante de un digestor anaerobio moderno. Mantener la temperatura consistentemente dentro de ± 0.6C de la temperatura de diseño mejora la estabilidad del proceso, evitando choques térmicos. Métodos de Calentamiento El equipo para el calentamiento deberá ser capaz de entregar suficiente calor para elevar la temperatura del lodo influente a los niveles de operación y contrarrestar las pérdidas de calor a través de las paredes, piso y cubierta del digestor. Los métodos utilizados para transferir calor al lodo incluyen:

• Espirales de intercambiadores de calor dentro del tanque

• Inyección de vapor directamente en el lodo

• Intercambiador de calor externo a través del cual circula el lodo

• Calentamiento de llama directa, en el cual los gases calientes de la combustión pasan a través del lodo (180)

Los intercambiadores de calor externos son los más comúnmente utilizados para el calentamiento del lodo: baño maría, tubería enchaquetada y espiral. El coeficiente de transferencia de calor para el diseño de intercambiadores externos varía entre 740 a 1,350 Kcal/h/m²/ C, dependiendo de la construcción del intercambiador y la turbulencia del fluido. Para minimizar el taponamiento con trapos y basura, los pasos del lodo en el intercambiador deberán ser lo más amplios posible. El interior de estos pasos deberá ser fácilmente accesible para permitir al operador la rápida localización del taponamiento. En la figura 6.10 se muestra un arreglo de tubería utilizada para controlar el suministro de agua caliente a una tubería enchaquetada o intercambiador en espiral. El agua caliente es bombeada a través del intercambiador de calor y circulada por el circuito secundario de calor.

150

Cada digestor deberá tener un intercambiador independiente y en plantas más grandes, la adición de otro intercambiador para calentar el lodo crudo debe ser considerada. El lodo crudo frío nunca debe ser alimentado directamente al digestor. El choque térmico será perjudicial para las bacterias anaerobias y se pueden formar zonas aisladas de lodo frío. El lodo crudo deberá ser precalentado o mezclado con grandes cantidades de lodo caliente antes de ser introducido al digestor. Para minimizar la formación de incrustaciones de lodo sobre las espirales, el agua que circula por las espirales se mantiene entre 49 y 55C. Los valores típicos de coeficientes de transferencia de calor para espirales de agua caliente aparecen en la tabla 6.9.

Tabla 6.9. Coeficientes de transferencia de calor para serpentines de auga caliente en digestores anaerobios (123).

Material Alrededor de los Coeficiente de Transferencia (u) Serpentines de Agua Caliente (Kcal/h/m²/°C)

Sobrenadante delgado 294 - 392 Lodo delgado 147 Lodo espeso 39.2 - 73.5

Figura 6.10. Diagrama del sistema de calentamiento de un intercambiador de

calor de tuberia enchaquetada o en espiral. a) Fuentes de Calor El agua caliente o vapor utilizado para calentar digestores es más comúnmente generado en una caldera accionada con biogás. Hasta el 80% del valor calorífico del

151

biogás puede ser recuperado en una caldera. Previsiones para quemar un combustible suplente (gas natural, propano o combustóleo) deberán ser incluidas para mantener el calor durante periodos de baja producción de gas o alta demanda de calor. El gas natural es el combustible alterno más compatible debido a que tiene un contenido bajo de calor y, por consiguiente, puede ser mezclado y quemado en una caldera con ajustes mínimos al equipo. a1) Calor Requerido para el Lodo Crudo. Es necesario incrementar la temperatura de la corriente de lodo influente. La cantidad de calor requerido es: Qs= (gal de lodo/h)(8.34 lb/gal)(Cp)(T2 - T1) (5-3) donde, Qs= calor requerido para incrementar la temperatura de la corriente de lodo influente de T1 a T2, Btu/h. Cp= calor específico del lodo (aprox. 1.0 Btu/lb/F), T1= temperatura de la corriente de lodo crudo, F, T2= temperatura deseada dentro del tanque de digestión, F. Como se muestra en la figura 6.11, la concentración de sólidos del lodo crudo tiene un impacto directo sobre los requerimientos de calentamiento. La importancia de esta gráfica estriba en que un cambio aparentemente insignificante en la concentración del lodo puede tener un efecto sustancial sobre el requerimiento de calentamiento del lodo crudo. a2) Calor Requerido para Suplementar las Pérdidas. La cantidad de calor perdido al aire y suelo alrededor del digestor depende de la forma del tanque, materiales de construcción y la diferencia entre las temperaturas internas y externas. La ecuación general para el flujo de calor a través de estructuras complejas es:

Figura 6.11. Efecto de la concentraciond e solidos sobre el requerimiento de

calentamiento del lodo crudo.

152

Q = (U)(A)(T2 - T3) (5-4) donde, Q= tasa de pérdida de calor, Btu/h, A= área del material perpendicular a la dirección del flujo de calor, pies² T2= temperatura dentro del tanque de digestión, F, T3= temperatura fuera del tanque de digestión, F, y U= coeficiente de transferencia de calor, Btu/h/pie2/F, que es afectado directamente por el coeficiente de película para la superficie interior del tanque, y el coeficiente de película para la superficie exterior del tanque, e inversamente por el espesor individual del material de la pared y la conductividad térmica individual del material de la pared. Varios otros factores pueden afectar al coeficiente de transferencia de calor U; sin embargo, se pueden considerar despreciables para los propósitos del diseño del digestor. En la tabla 6.10 se presentan varios valores de U para diferentes cubiertas de digestor, construcción de pared y condiciones de piso.

Tabla 6.10. Coeficientes de transferencia de calor para varios materiales de tanques de digestion anaerobia (186)

Coeficiente de Transferencia (u) Material (Kcal/h/m²/°C)

Cubierta Fija de Acero (1/4") 4.459 Cubierta Fija de Concreto (9") 2.842

Cubierta Flotante (Tipo Downes de compo- 1.617 sición de madera)

Pared de Concreto (12") expuesta al aire 4.214 Pared de Concreto (12") con 1" de espacio 1.323

de aire y 4" ladrillo Pared o Piso de Concreto (12") expuesta al 0.539

suelo húmedo (10') Pared o Piso de Concreto (12") expuesta al 0.294

suelo seco (10') Las pérdidas de calor se pueden reducir mediante el aislamiento de la cubierta y las paredes expuestas del digestor. Los materiales comunes de aislamiento son fibra de vidrio (lana de vidrio) tabla de aislamiento, espuma de uretano, concreto ligero de aislamiento y espacios de aire muerto. El aislamiento se recubre con material de protección, que además le da mejor vista. Los materiales comunes de recubrimiento son ladrillo, metal, estuco, paneles de concreto precolado y mastique asperjado.

153

6.2.6.3. Mezclado El mezclado de los digestores se considera que tiene las siguientes ventajas:

• Mantiene un contacto íntimo entre la biomasa activa y el lodo influente.

• Crea una uniformidad física, química y biológica a través de todo el digestor.

• Dispersa rápidamente productos finales metabólicos generados durante la digestión y cualesquier materiales tóxicos que entran al sistema, minimizando así los efectos inhibitorios sobre la actividad microbiana.

• Evita la formación de natas superficiales y el asentamiento de material

suspendido sobre el fondo del tanque. a) Circulación por Bombeo Externo La circulación por bombeo, aunque relativamente sencilla, está limitada en un sentido físico debido a que son necesarios gastos grandes para el mezclado de digestores de alta tasa. Sin embargo, este método puede lograr un mezclado importante, si se suministra suficiente energía, 5 a 8 W/m³ (0.2 a 0.3 HP/1000 pies3 de reactor)(114). La circulación por bombeo es utilizada ventajosamente en combinación con otros sistemas de mezclado. Además de incrementar la agitación, la circulación permite el uso de intercambiadores externos para el calentamiento del digestor y mezclado uniforme del lodo crudo con el lodo caliente que circula antes de entrar al digestor. b) Mezclado Mecánico Interno El mezclado por medio de impulsores, turbinas de hoja plana o dispositivos similares es practicado ampliamente por las industrias de procesos. Sin embargo, su utilidad, al ser aplicado al lodo de los digestores, está limitada por la naturaleza no homogénea del lodo. Los mezcladores mecánicos pueden ser instalados a través de la cubierta o paredes del tanque. En un diseño, un impulsor manda el lodo a través de un tubo para promover el mezclado vertical. Las instalaciones de pared restringen el mantenimiento y reparación a las ocasiones en que el digestor es vaciado (normalmente cada 3 a 5 años en plantas con buen mantenimiento). Un fuerte mezclado mecánico se puede lograr con aproximadamente 0.25 HP/1000 pies3 (6.6 W/m³) (114). c) Mezclado Interno con Gas Se han utilizado diferentes variaciones del mezclado con gas para digestores, incluyendo:

154

• La inyección de una burbuja grande de gas al fondo de un tubo de 30 cm de diámetro para crear una acción de bombeo por pistón y agitación periódica de la superficie.

• La inyección de gas secuencialmente a través de una serie de lanzas

suspendidas desde la cubierta del digestor hasta la mayor profundidad posible, dependiendo de la distancia que puede recorrer la cubierta.

• La liberación de gas desde un anillo de boquillas montado sobre el piso del

digestor.

• La liberación confinada de gas dentro de un tubo colocado dentro del tanque. La liberación de gas por medio de lanzas y el mezclado a través de un tubo, sin embargo, pueden ser a una escala tal que se induzca un fuerte mezclado del contenido del digestor. Los patrones de circulación generados por estos dos métodos de mezclado difieren. Como se muestra en la figura 6.12 en el sistema de liberación de gas, la velocidad de las burbujas de gas en el fondo del tanque es cero, acelerando a un máximo a medida que la burbuja se aproxima a la superficie líquida. Como la acción de bombeo del gas está directamente relacionada a la velocidad de la burbuja, no hay acción de bombeo en el fondo del tanque con el sistema de gas sin confinar. En cambio, el tubo funciona como una bomba de gas que, por la ley de la continuidad, provoca el flujo del lodo que entra al fondo del tubo para ser el mismo que sale por la parte superior. Por tanto, la tasa de bombeo es mayormente independiente de la altura, como se muestra en la figura 6.13. La importancia de esta diferencia radica en que los mezcladores de tubo inducen corrientes en el fondo para evitar o por lo menos reducir la acumulación de material sedimentable. Los perfiles de velocidad mostrados en la figura 6.14 indican que los mezcladores tipo lanza inducen velocidades de fondo comparables. Con los sistemas de lanza y tubo, los difusores de gas son insertados desde la cubierta y, por consiguiente, pueden ser extraídos para limpieza sin remover el contenido del tanque. Una desventaja de este sistema, sin embargo, es que el tubo y las líneas de gas suspendidas dentro del tanque se pueden obturar con trapos y otro material contenido en el lodo bajo digestión. d) Bases para el Dimensionamiento de Mezcladores por Gas. Tres criterios básicos han sido utilizados para dimensionar los sistemas de mezclado por gas:

• Potencia unitaria (potencia por unidad de volumen) • Gradiente de velocidad (valor G) • Flujo unitario de gas (flujo de gas por unidad de volumen)

155

Cada uno de estos criterios está interrelacionado de tal manera que uno puede ser calculado a partir del otro.

Figura 6.12. Patrones de circulacion producidos por mezcladores de tubo y

levantamiento libre de gas

156

Figura 6.13. Tasa de bombeo de tubo de succion y levantamiento libre de gas

Figura 6.14. Comparacion entre mezclado con lanza y tubo de succion en agua

limpia.

157

d1) potencia unitaria. Generalmente, se puede lograr un fuerte mezclado si se utiliza del orden de 0.2 a 0.3 HP para mezclar cada 1000 pies3 de volumen de digestor (5 a 8 W/m³). El criterio de potencia unitaria se expresa en términos de la potencia del motor utilizado para accionar el compresor. En realidad al líquido le llega menos potencia debido a las pérdidas en el sistema de mezclado (por ejemplo, pérdidas por fricción e ineficiencia del compresor). d2) Gradiente de Velocidad. Camp y Stein (193) han sugerido el uso de la gradiente de velocidad efectiva (G) como medida de la intensidad de mezclado expresada matemáticamente:

μWG = (5-5)

donde, G = Gradiente de velocidad efectivo, pie/s/pie = s-1

μ =Viscosidad absoluta del líquido, lbf-s/pies2 W= Potencia disipada por unidad de volumen, pies-lbf/s/pies3, lbf/pies2/s W = E / V (5-6) donde, E = Tasa de transferencia de energía (potencia), pies-lbf/s, y V = Volumen del reactor, pies3 La gradiente de velocidad es un criterio de diseño más refinado para el mezclado que el criterio de potencia unitaria, ya que toma en cuenta la potencia realmente transferida al líquido (E) y la viscosidad del líquido (υ). La determinación de estos valores para el mezclado con gas en digestores se describe a continuación. Cuando el gas es descargado en un digestor, el flujo del líquido resulta de la transferencia de energía del gas al líquido a medida que el gas se expande isotérmicamente y surge a la superficie. Si la presión de vapor del líquido y la energía cinética del gas son despreciadas, la potencia transferida del gas al líquido se puede expresar como (194):

E = 2.40 P1 (Q) ln (P2/P1) (5-7) donde,

158

E = Tasa de transferencia de energía (potencia), pies-lbf/s Q = Gasto de gas, pies3/min P1= Presión absoluta en la superficie del líquido, psi P2= Presión absoluta a la profundidad de inyección del gas, psi Por consiguiente, dado un gasto de gas a través del sistema de mezclado y la profundidad del difusor, se puede utilizar la ecuación 5-7 para calcular la transferencia de potencia al líquido del digestor (E). La potencia disipada por unidad de volumen (W) puede ser calculada dividendo la tasa de transferencia de energía (E) entre el volumen del digestor (V). El valor adecuado de "G" para ser utilizado en el diseño es difícil de determinar. En general, el valor de "G" deberá estar entre 50 y 80 s-1. Walker (75) recomienda un valor de "G" de 85 s-1 para un mezclado adicional. Un valor de diseño en el extremo superior del ámbito debe ser seleccionado para un digestor grande, con un solo mezclador, o en caso de que los problemas de arena o natas sean factibles. Un valor de "G" menor es adecuado en casos donde varios mezcladores están distribuidos en el tanque o donde se ha proporcionado suficiente tiempo de retención, para permitir una menor tasa de digestión. d3) Gasto Unitario de Gas Como se menciona en los párrafos anteriores, el flujo de gas a través de los sistemas de mezclado se puede relacionar a la energía de mezclado suministrada al líquido. Por consiguiente, una manera sencilla de dimensionar un mezclador de gas sin confinar es mediante la especificación de un gasto unitario de gas. Para un sistema de tubo, de 5 a 7 m³/min/1000 m³ de digestor a una presión del orden de 41.4 kN/m² (6 psig) es suficiente para producir un mezclado fuerte. Se requiere menos gas para un sistema sin confinar, entre 4.4 a 5 m³/min/1000 m³ de digestor; sin embargo, la presión deberá ser mayor ya que el gas es descargado en el fondo del tanque (114). Se ha recomendado entre 0.14 a 0.19 m³/min/m de diámetro para mezcladores de gas sin confinar (176). El gasto unitario de gas se puede relacionar a la gradiente de velocidad, combinando las ecuaciones 5-5, 5-6 y 5-7 y despejando Q/V, el gasto unitario de gas: Q/V = G2 / P1 ln (P2/P1) (5-8) Los valores de la tabla 6.11 fueron calculados con esta ecuación.

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Tabla 6.11. Relacion entre la gradiente de velocidad y el gasto unitario de gas.

G, Gradiente de Velocidad Q/V , Gasto Unitario de Gasa (s-1) (m³/min/1,000 m³) 40 2.1 50 3.3 60 4.4 70 6.4

a - Calculado suponiendo que la profundidad de liberación del gas es de 4 m y que la viscosidad absoluta del lodo es igual a la del agua a 35°C. 6.2.6.4.Cubiertas Los tanques de digestión anaerobia están cubiertos para contener los olores, mantener la temperatura de operación, excluir el oxígeno y recolectar el biogás. Las cubiertas se pueden clasificar como fijas o flotantes. En la figura 6.15 se muestran secciones transversales de ambos tipos. Las cubiertas flotantes son más caras pero permiten adiciones y extracciones independientes de lodo, reducen los peligros del biogás y pueden ser diseñadas para controlar la formación de natas. Las cubiertas fijas son fabricadas de acero, concreto reforzado y, desde mediados de los años de 1970, poliéster reforzado con fibra de vidrio a prueba de corrosión (PRF). En la mayoría de los casos, las cubiertas fijas tienen forma de domo, aunque las cónicas y planas han sido utilizadas. Las cubiertas de concreto son susceptibles de fisuras provocadas por los cambios rápidos de temperatura. Por consiguiente, las fugas de biogás han sido un problema frecuente con este tipo de cubiertas (114). Generalmente, los digestores con cubiertas fijas son operados para mantener un nivel constante de agua en el tanque. Las extracciones rápidas de lodo digerido (sin la adición de lodo crudo) pueden introducir aire al tanque, produciendo una mezcla explosiva de biogás y oxígeno. El ámbito explosivo del biogás en aire es de 5 a 20 por ciento por volumen (91). Además, se han presentado casos en los cuales el nivel del líquido debajo de la cubierta fija ha subido lo suficiente para ocasionar daños estructurales a la cubierta. Normalmente, esto involucra un sistema de desbordamiento obturado fuertemente y una válvula de alimentación olvidada. Tradicionalmente, las cubiertas flotantes han seguido uno de dos diseños: el tipo de portón o Wiggins y el tipo Downes (Figura 6.15). Ambos tipos de cubierta flotan directamente sobre el líquido y comúnmente tienen un recorrido vertical máximo de 2 a 3 metros. Estos diseños de cubierta difieren principalmente en el método utilizado para mantener el equilibrio, que, a su vez, determina el grado de sumergencia.

160

Figura 6.15. Tipos de cubiertas para digestores

Una variación de la cubierta flotante es el contenedor de gas flotante, mostrado en la figura 6.15. Básicamente, un contenedor de gas es una cubierta flotante con un faldón extendido (hasta 3 m de altura) para permitir el almacenamiento del biogás durante periodos cuando la producción de gas excede la demanda. Sin embargo, la presión de almacenamiento en un contenedor de gas es baja - un máximo de 15" de columna de agua (3.7 kN/m²). Por tanto, este tipo de cubierta puede almacenar entre tres a seis horas de producción de gas, en base a un recorrido neto del orden de 2 metros. Mayor almacenamiento se obtiene comprimiendo el biogás a alta presión en esferas o cilindros horizontales, o proporcionando un tanque independiente de desplazamiento para almacenamiento de baja presión. Las cubiertas contenedoras de gas son menos estables que las cubiertas flotantes convencionales debido a que están apoyadas totalmente por un cojín de gas compresible, en lugar del líquido incompresible y a que tienen expuesta una superficie lateral grande a los efectos del viento. Para evitar el ladeo o atoramiento, es necesario proporcionar lastre en el fondo del faldón y guías espirales. Los accesorios típicos de una cubierta de digestor incluyen puertos de muestreo, registros de acceso, ventilación y remoción de arena durante la limpieza, un sistema de rebosamiento de líquido y un sistema de relevo de presión-vacío equipado con arrestador de flama. El ámbito permisible de presión de gas bajo una cubierta de digestor típicamente es de 0 a 15" de agua (3.7 kN/m²).

161

6.2.6.5.Tubería El sistema de tubería para un digestor anaerobio es un componente importante del diseño. Muchas actividades se llevan a cabo durante la operación de un digestor: alimentación del lodo crudo, circulación del lodo a través del intercambiador de calor, extracción del lodo digerido y sobrenadante, y recolección del biogás. El sistema de tubería deberá estar diseñado para permitir que estas actividades se realicen en forma paralela, aunque independiente. También se deberá incorporar flexibilidad en el sistema de tubería para permitir la operación en diferentes formas y asegurar que la digestión puede continuar en el caso de una descompostura de equipo o taponamiento de tubería. Se deberá dar consideración especial al diseño de los sistemas de tubería, para evitar el asentamiento de grasas y arenas que pueden obturarlo. La tubería de lodos generalmente tiene un diámetro mínimo de 150 mm (6"), excepto las bombas de descarga en plantas pequeñas, donde tubería de 100 mm (4") de diámetro puede ser aceptable. Donde sea posible, considerando estos tamaños mínimos de tubería, la velocidad del lodo en las líneas se debe mantener arriba de 1.2 m/s, para evitar la sedimentación de los sólidos suspendidos. La hidráulica de la tubería para lodos se describe en detalle en la literatura (123, 199). La tubería para lodo normalmente se mantiene lo más corta posible, con un número mínimo de quiebres. Se prefieren codos con radios largos y tees de ángulo pronunciado, para el cambio de dirección. Comúnmente se dejan previsiones para la limpieza de las líneas de lodo con vapor, agua a alta presión o dispositivos mecánicos. Estas previsiones deberán incluir bridas, válvulas de limpieza y espacio para expansión térmica. Un problema único a los sistemas de digestión anaerobia es la acumulación de depósitos cristalinos de fosfato inorgánico sobre el interior de las paredes del tanque y tubería corriente abajo. Estas incrustaciones incrementan la fricción de la línea, desplazan volumen en el tanque de digestión y trastornan el equipo mecánico (141). Esta escama química se forma no sólo en las líneas de lodo digerido, sino también en los aeradores mecánicos de las lagunas facultativas de lodos y en la tubería que lleva sobrenadante de digestión o filtrado/centrado. Análisis de laboratorio han identificado este material como fosfato de magnesio amoniacal (MgNH4PO46H2O), comúnmente conocido como guanita o estruvita. Tiene una gravedad específica de 1.7, se descompone al calentarse y es fácilmente soluble sólo en soluciones ácidas. Los métodos utilizados con éxito para evitar esta acumulación incluyen (200):

• Digestión aerobia de la corriente de lodo, con el mayor contenido de fosfato,

• Dilución del flujo de lodo digerido para evitar la sobresaturación y elevar la velocidad en las líneas,

• Limitar la concentración del ion de magnesio en la corriente, y

162

• Sustitución de la tubería de hierro fundido por PVC para reducir la rugosidad interna.

6.2.6.6.Limpieza Los digestores anaerobios se pueden llenar parcialmente con una capa en el fondo de material sedimentado y otra superior de natas flotantes. Estas acumulaciones reducen el volumen disponible para la digestión activa y por consiguiente degradan la eficiencia del digestor. Periódicamente, el tanque de digestión deberá ser drenado y estos depósitos removidos. Por tanto, se debe prestar atención durante el diseño a (40) la reducción de la tasa a la cual se acumulan estos depósitos y (41) facilitar la limpieza del digestor cuando se vuelve necesario. 6.2.7.Utilización de Energía El flujo de energía a través de un digestor anaerobio típico se muestra en la figura 6.16. En este sistema sencillo, una caldera de agua caliente, accionada con biogás, es utilizada para calentar los digestores. El sistema de digestión mostrado en la figura 6.16 produce más energía de la que requiere en forma de biogás. La energía requerida para la digestión es principalmente para calentar el lodo. La energía consumida en el mezclado del contenido del digestor es muy poca en comparación. El diagrama de flujo de energía de la figura 6.16 muestra la magnitud relativa y dirección de los intercambios de energía en un sistema de digestión anaerobia. Este tipo de diagrama es útil en el diseño de sistemas de aprovechamiento de gas. 6.2.8.Ejemplo de Diseño En esta sección se ilustra la disposición básica y dimensionamiento de los principales componentes de un sistema de digestión anaerobio. Para este ejemplo, se supone que la planta de tratamiento proporciona tratamiento secundario de lodos activados a un agua residual municipal típica. Una mezcla de lodo primario y lodo activado espesado va a ser digerida anaerobiamente, retenida en una laguna facultativa de lodos, y finalmente aplicada como líquido estabilizado sobre el terreno. 6.2.8.1.Cargas de Diseño La estimación de la producción de lodos para dos condiciones de gasto, promedio y máximo diario, son presentadas en la tabla 6.12. La carga pico se incluye debido a que varios componentes deberán ser dimensionados para esta condición crítica. Las concentraciones de sólidos en el lodo y los volúmenes resultantes también están incluidos en la tabla 6.12

163

Tabla 6.12. Suposiciones de carga de diseño Gasto

Parámetro Promedio Máximo Diario Producción de Lodo (kg/d p. seco)

Lodo primario 4,540 6,810 Lodo activado purgado 2,270 3,405

Concentración de Sólidos (%) Lodo primario 5.0 4.0

Lodo activado purgado 4.0 3.5 Volumen de Lodoa (m³/d)

Lodo primario 91 170 Lodo activado purgado 57 97

a - Volumen del Lodo = Producción de Lodo / (concentración de sólidos) (densidad del Lodo) Volumen del Lodo = 4,540 kg/d / (0.05) (1,001.05 kg/m³) = 91 m³/d

Figura 6.16. Flujo de energia a traves de un sistema de digestion anaerobia de

lodos.

164

6.2.8.2.Descripción del Sistema El diseño conceptual de un sistema de digestión anaerobia de alta tasa se presenta en la figura 6.17. El corazón del sistema consiste de dos tanques de digestión cilíndricos de una sola etapa, de alta tasa operados en paralelo. El contenido de ambos digestores es calentado a 35C y mezclado vigorosamente con mezcladores de tubo de gas. Se utilizan cubiertas flotantes en ambos tanques para mantener el material flotante suave y sumergido, y permitir el almacenamiento en línea del lodo dentro de los tanques de digestión. Los lodos crudos primarios y secundarios se combinan primero y luego calientan a 35C en un intercambiador de tubería enchaquetada. El gasto de lodo crudo es medido con un medidor magnético. La señal de este medidor es integrada para indicar la carga hidráulica al digestor. Esta información también se utiliza para indicar volúmenes iguales de lodo crudo, para una distribución pareja a cada digestor. Los controles se fijan de tal manera que cada digestor es alimentado aproximadamente diez veces al día. El lodo crudo es mezclado con el lodo circulante y agregado al digestor a través del domo de gas en el centro de la cubierta. La temperatura de operación en el digestor se mantiene mediante la circulación de un pequeño volumen de lodo a través de un intercambiador de calor externo en espiral. El lodo digerido es extraído diariamente del fondo del tanque y transferido por gravedad a lagunas facultativas de lodos. Para propósitos de monitoreo, un medidor de flujo está incluido en la línea de extracción de lodo digerido. Esto proporciona un medio para distribuir uniformemente el lodo a varias lagunas. Ambos tanques son operados como digestores primarios completamente mezclados, sin la remoción del sobrenadante. 6.2.8.3.Dimensionamiento de los Componentes a) Tanques de Digestión a1) Criterios para el Dimensionamiento:

• Tiempo de retención de sólidos 10 días, durante la condición más crítica esperada, para evitar falla del proceso.

• Reducción de sólidos volátiles 50 por ciento, bajo condiciones promedio para

minimizar olores de las lagunas facultativas de lodos.

165

Figura 6.17. Diseño conceptual de un sistema de digestion anaerobia de lodos. a2) Volumen del Tanque:

• Gasto de lodo crudo bajo condiciones pico (Qp)

• Suponga condiciones máximas diarias (esto es conservadoramente alto, pero proporciona un margen de seguridad)

Qp = 170 + 97 = 267 m³/día Volumen activo (Va) = 267 m³/día /2 tanques)(10 días) = 1,335 m3/tanque Corrección por el volumen desplazado por arena y natas y nivel de cubierta flotante. Suponga:

• Depósito de arena de 1.20 m

• Capa de 0.6 m de natas

• Cubierta 0.6 m abajo del máximo

• Altura total desplazada 2.40 m Por consiguiente, si la profundidad original del agua en el tanque es de 9.14 m, el volumen activo es sólo de (9.14-2.40)/9.14 = 0.74 del volumen total de los tanques. Vt = 1335 m3/tanque(1/0.74) = 1,800 m³/tanque

166

a3) Tiempo de retención de sólidos bajo condiciones promedio (TRSp) TRSp= 1,800 m3(2 tanques)/(91 m3/día + 57 m3/día) = 25.0 días (en base a volumen total, se puede esperar una reducción del 50% de los sólidos volátiles con este tiempo de retención de sólidos). a4) Dimensiones de los Tanques: Diámetro (D) Suponiendo inicialmente una altura de agua de 9.14 m y despreciando el volumen en el cono del fondo: D = (4(64,700 ft3)/30 ft) = 52.5 ft = 16.0 m Altura de Agua (h) Como las cubiertas flotantes vienen en incrementos de 1.5 m de diámetro, agrandar el diámetro y ajustar la altura de agua: h = 4(64,700 ft3)/(55 ft)2 = 27.4 ft = 8.4 m Nota: Este ajuste incrementa el efecto del volumen desplazado y reduce el volumen activo a (27.4-8)/27.4 o 0.71. Esto es despreciado en este ejemplo debido a suposiciones previas conservadoras. b) Intercambiadores de Calor b1) Capacidad del intercambiador de calor del lodo crudo (Qs) Suponga:

• Carga máxima diaria de lodo

• Temperatura mínima del lodo crudo = 55F Qs = (9,440 ft3/d)(62.4 lb/ft3)(1d/24h)(1 Btu/lbF)(95F-55F) = 982,000 Btu/h = (247,000 Kcal/h) b2) Capacidad de reposición del intercambiador de calor (Qm) Suponga:

• Tanque completamente enterrado, pero arriba del nivel freático, U = 0.06 • Fondo expuesto a suelo húmedo, U = 0.11

167

• Cubierta aislada, U = 0.16 • Temperatura máxima del suelo = 40F • Temperatura mínima del aire = 10F

Qm = pérdida de calor por las paredes + fondo + cubierta Qm = (0.06 Btu/ft2/F/h)(2 ft*55 ft/4(27.4 ft))(95F-40F) + (0.11)((55 ft)2/4)(95F-40F) + (0.16)((55 ft)2/4)(95F-40F) Qm = 76,029 Btu/h = (19.2 kg-kcal/h) Los valores calculados arriba son utilizados para dimensionar el equipo. Los requerimientos promedio de calor serían substancialmente menores. c) Mezclado c1) Criterios para dimensionamiento: Suposiciones:

• Gradiente de velocidad (G) = 60 s-1

• Planta localizada a nivel de mar, P1 = 14.7 psi

• Gas liberado 13 ft abajo de la superficie de agua, P2 = 14.7+ 0.434 (13) = 20.3 psi

• Viscosidad del lodo bajo digestión es igual al agua a 95F o 1.5 x 10-5 lbf-s/ft2

c2) Tasa de transferencia de energía (E) Combinando las ecuaciones 5-5 y 5-6 y despejando en términos de E E = V G2 E = 64700 ft3/tanque(1.5x10-5lbfs/ft2)(60 s-1)2= 3510 ftlbf/s/tanque = 4.8 kW/tanque Esta es la potencia entregada al contenido del digestor. La potencia del motor para la compresora será substancialmente mayor. c3) Gasto de gas (Q) despejando la ecuación 5-7 en términos de Q. Q = E/(2.4(P1)(ln(P2/P1))) Q = (3,510 ft-lb/s/tanque)/(2.4(14.7 psi)(ln(20.3 psi/14.7 psi)) = 308 cfm/tanque (0.145 m³/s/tanque)

168

6.2.9.Curvas de Costos A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

Curva 6.1. Digestion anaerobia, costo base total.

Curva 6.2. Digestion anaerobia, gastos de operación y mantenimiento.

6.3.DIGESTIÓN AEROBIA La digestión aerobia es la estabilización oxidativa bioquímica del lodo en reactores abiertos o cerrados que son independientes del proceso líquido.

169

6.3.1.Descripción del Proceso La digestión aerobia de lodos municipales está basada en el principio de que, cuando existe insuficiente substrato externo disponible, los microorganismos metabolizan su propia masa celular. En la operación real, la digestión aerobia involucra la oxidación directa de cualquier materia biodegradable y la oxidación del material celular microbiano por los organismos. Estudios sobre la digestión aerobia de lodos municipales (214, 215, 216 y 217) indican que la digestión aerobia funcionó tan bien como, si no mejor que, la digestión anaerobia en la reducción de los sólidos volátiles del lodo. Los procesos de digestión aerobia fueron económicos de construir, tenían menores problemas operativos que los procesos de digestión anaerobia y producían un lodo digerido que drenaba bien. 6.3.1.1.Aplicabilidad La tabla 6.13 relaciona algunos estudios de digestión aerobia y proporciona información sobre el tipo de lodo estudiado, temperatura de digestión, escala del estudio y referencia bibliográfica.

Tabla 6.13. Diversos estudios de digestion aerobia de lodos municipales Estudios

Tipo de Lodo menos de entre arriba de 10°C 10°C-30°C 30°C

Lodo primario 180 181, (182)a 183, 184 Lodo primario más activado purgado 187 187 (185,186,187)

cal 188 fierro 189

alumbre 189, (190) activado purgado + fierro (190)

filtro biológico 181 papel de desperdicio 191

Lodo de estabilización por 192 192, 197, (199) contacto

Lodo de estabilización por contacto + fierro (190)

+ alumbre (190,194) Lodo activado purgado 195 Lodo de filtro biológico 181,196

6.3.1.2.

170

6.3.1.3.Ventajas y Desventajas Se pueden citar las siguientes ventajas para los procesos de digestión aerobia diseñados y operados adecuadamente:

• tienen costos de capital generalmente menores que los sistemas anaerobios para plantas con gastos inferiores a 220 L/s (209).

• son relativamente fáciles de operar en comparación con los sistemas

anaerobios.

• no generan malos olores (238, 239).

• producen un sobrenadante bajo en DBO5, Sólidos Suspendidos y Nitrógeno Amoniacal (238, 239).

• reduce la cantidad de grasas o solubles en hexano en la masa de lodo.

• reduce el número de patógenos a un nivel inferior al de diseño normal. Bajo

diseño autocalentado, muchos sistemas proporcionan un 100% de destrucción de patógenos (226).

Así como con muchos procesos, también hay ciertas desventajas. Las desventajas de los procesos de digestión aerobia son:

• normalmente produce un lodo digerido con muy pobres características para el desaguado mecánico.

• tiene costos de energía altos para el suministro de oxígeno, aún para plantas

muy pequeñas.

• su funcionamiento es influenciado significativamente por la temperatura, localización y tipo de material del tanque.

6.3.2.Variaciones del Proceso

6.3.2.1.Operación Convencional Parcialmente por Lotes (Semi- Batch) Originalmente, la digestión aerobia fue diseñada como un proceso parcialmente por lotes, y este concepto aún se aplica en muchas instalaciones. Los sólidos son bombeados directamente de los clarificadores al digestor aerobio. El tiempo requerido para el llenado del digestor depende del volumen del tanque disponible, volumen de lodo, precipitación y evaporación. Durante la operación de llenado, el lodo bajo digestión es aireado en forma continua. Cuando se llena el tanque, la aireación se prolonga durante dos a tres semanas para asegurar que los sólidos

171

están totalmente estabilizados. Entonces la aireación es parada y los sólidos estabilizados se sedimentan. El líquido clarificado es decantado, y los sólidos espesados son removidos a una concentración entre 2 y 4%. Cuando se ha removido una cantidad suficiente de lodo estabilizado y/o sobrenadante, se repite el ciclo. Entre ciclos, es normal dejar parte del lodo estabilizado en el aireador para proporcionar la población microbiana necesaria para la degradación de los sólidos. El dispositivo de aireación no necesita operar durante varios días, siempre y cuando no se adicione lodo crudo. 6.3.2.2.Operación Convencional Continua El proceso de digestión aerobia convencional continuo se asemeja mucho al proceso de lodos activados que aparece en la figura 6.18. Así como en el proceso parcialmente por lotes, los sólidos son bombeados directamente desde los clarificadores al digestor aerobio. El aireador opera a un nivel fijo, y el efluente es conducido a un separador de sólidos-líquido. Los sólidos espesados y estabilizados pueden ser reciclados al tanque de digestión o removidos para continuar con su tratamiento. 6.3.2.3. Operación de Manera Auto-Calentado En este proceso, el lodo de los clarificadores normalmente es espesado para proporcionar al digestor una concentración influente de sólidos mayor al 4%. El calor liberado por la biodegradación de los sólidos orgánicos es suficiente para elevar la temperatura del líquido en el digestor hasta 60C (226). Las ventajas de esta manera de operación son: una mayor tasa de destrucción de sólidos orgánicos, por consiguiente requerimientos menores de volumen; producción de un lodo pasteurizado; destrucción de todas las semillas de hierbas; un requerimiento de oxígeno entre 30 y 40% menor que el del proceso mesofílico, debido a que pocas bacterias nitrificantes existen a este nivel de temperatura; y una mejor separación sólidos-líquido debido a la disminución de la viscosidad del líquido (226, 242, 243).

Figura 6.18. Diagrama de flujo para el proceso de digestor aerobio

convencional de operación continua

172

Las desventajas de este proceso consisten en que tiene que incorporar la operación de espesamiento, ya que los requerimientos de mezclado son mayores debido a un contenido de sólidos superior y a que sistemas aireados sin oxígeno requieren una aireación extremadamente eficiente y tanques aislados. 6.3.3.Consideraciones de Diseño

6.3.3.1.Temperatura Como la mayoría de los digestores aerobios son tanques abiertos, la temperatura del líquido depende de las condiciones climatológicas y puede variar ampliamente. Al igual que todo sistema biológico, las temperaturas bajas retrasan el proceso mientras que las temperaturas altas lo aceleran. El cuadro 5-13 relaciona estudios sobre la digestión aerobia de lodos municipales en función de la temperatura del líquido. Al considerar los efectos de la temperatura sobre el diseño del sistema, éste se deberá diseñar de tal manera que se minimicen las pérdidas de calor mediante el uso de tanques de concreto en lugar de acero, colocando los tanques debajo del nivel del suelo en lugar de arriba, y utilizando aireación subsuperficial en lugar de superficial. El diseño deberá considerar el grado necesario de estabilización del lodo a la menor temperatura de operación esperada en el líquido y deberá suministrar los requerimientos máximos de oxígeno a la temperatura máxima de operación esperada en el líquido. 6.3.3.2.Reducción de Sólidos Un objetivo fundamental de la digestión aerobia es la reducción de la masa de sólidos para disposición final. Se supone que esta reducción se lleva a cabo sólo en la fracción biodegradable del lodo, aunque algunos estudios (244, 245) han mostrado que puede existir destrucción de algunos sólidos no orgánicos. En esta discusión, la reducción de sólidos se refiere exclusivamente al contenido biodegradable del lodo. El cambio en sólidos volátiles biodegradables se puede representar mediante una reacción bioquímica de primer orden:

dM/dt = - KdM (5-9) donde, dM/dt = tasa de cambio de sólidos volátiles biodegradables por unidad de tiempo ( Δ�masa / tiempo) Kd = constante de tasa de reacción (tiempo-1) M = concentración de sólidos volátiles biodegradables remanentes a un tiempo t en el digestor aerobio (masa / volumen).

173

El tiempo t en la ecuación 5-9 es realmente la edad del lodo o el tiempo de residencia de sólidos en el digestor aerobio. Dependiendo de como se esté operando el digestor aerobio, el tiempo t puede ser igual a o considerablemente mayor que el tiempo teórico de residencia hidráulica. El término Kd de tasa de reacción es una función del tipo de lodo, temperatura y concentración de sólidos. Es una pseudoconstante, ya que el valor del término es el resultado promedio de muchas influencias. La figura 6.19 muestra una gráfica de varios valores de Kd como función de la temperatura de digestión. Los datos mostrados son para diferentes tipos de lodo, lo cual explica parcialmente la dispersión. Además, no ha habido un ajuste en el valor de Kd en función de la edad del lodo. No se disponía de suficientes datos para permitir la segregación de Kd por tipo de lodo; por tanto, la curva dibujada representa un promedio global del valor de Kd. Se ha llevado a cabo poca investigación sobre el efecto de la concentración de sólidos sobre la tasa de reacción Kd. Los resultados de un estudio con lodo activado purgado a una temperatura de 20 C se muestra en la figura 6.20, que indica que la Kd disminuye al aumentar la concentración de sólidos. 6.3.3.3.Requerimientos de Oxígeno La biomasa del lodo activado es representada frecuentemente por la ecuación empírica C5H7NO2. Bajo los periodos prolongados de aireación típicos del proceso de digestión aerobia, se puede escribir la siguiente ecuación : C5H7NO2 + 7O2 5CO2 + 3H2O + H+ + NO3- (5-10) Hipotéticamente, esta ecuación indica que 0.9 Kg de oxígeno se requieren para oxidar 0.45 Kg de masa celular. A partir de estudios piloto y escala real, la masa de oxígeno requerida para degradar los sólidos volátiles se determinó ser 0.79 Kg para 0.94 Kg. Para sistemas mesofílicos, se recomienda un valor de 1. Para sistemas autotérmicos, que tienen temperaturas arriba de 45 C, la nitrificación no se lleva a cabo y se recomienda un valor de 0.7 (226, 242, 243). En un estudio, Ahlberg y Boyko (238) visitaron varias instalaciones en operación y elaboraron la relación que aparece en la figura 6.21. La utilización específica de oxígeno disminuye al incrementar la edad del lodo y bajar la temperatura de digestión. Estudios de campo también han indicado que un valor mínimo de 1 mg de oxígeno por L se debe mantener en el digestor en todo momento (238).

174

Figura 6.19. Tasa de reaccion kd contra temperatura del liquido en digestor

aerobio

Figura 6.20. Efecto de la concentracion de solidos sobre la tasa de reaccion kd

175

Figura 6.21. Influencia de la edad del lodo y temperatura del liquido sobre la

tasa de utilizacion de oxigeno en digestores aerobios 6.3.3.4.Mezclado El mezclado es requerido en un digestor aerobio para mantener los sólidos en suspensión y llevar el líquido desoxigenado continuamente al dispositivo de aireación. Cualquiera de estos dos requerimientos que necesite la mayor energía de mezclado controla el diseño. De acuerdo a experiencias pasadas, niveles entre 13 a 106 KW/1000m³ (0.5 a 4.0 HP/1000 pies3)son satisfactorios. El fabricante del equipo de aireación debe ser consultado durante el diseño. En base a un análisis de más de 15 años de datos sobre el efecto de la geometría del tanque en el mezclado (250) se han elaborado cartas para calcular los requerimientos óptimos de energía para suministrar el oxígeno necesario para el proceso en función de la geometría particular del tanque. La figura 6.22 muestra la carta elaborada por Envirex Incorporated para aireadores mecánicos de baja velocidad en tanques no circulares. 6.3.3.5.Reducción del pH El efecto de incrementar el tiempo de retención sobre el pH del lodo en el digestor aerobio durante operación en el ámbito de temperatura mesofílica se muestra en la figura 6.23. La disminución del pH y alcalinidad es provocada por la formación de ácido que se lleva a cabo durante la nitrificación. Aunque en un tiempo se consideraba que el bajo pH era inhibitorio para el proceso, se ha demostrado que el sistema se puede aclimatar y funcionar perfectamente con los valores bajos de pH (225, 231, 252).

176

Se deberá notar que si la nitrificación no se lleva a cabo, el pH baja poco o nada. Esto puede ocurrir con temperaturas bajas del líquido y cortas edades del lodo o en la operación termofílica (242). Las bacterias nitrificantes son sensibles al calor y no sobreviven en temperaturas arriba de 45C (253). 6.3.3.6.Desaguado La literatura sobre operaciones a escala real indica que el desaguado mecánico de lodos digeridos aerobiamente es muy difícil (221, 228, 254). Además, se está de acuerdo que las propiedades de desaguado del lodo digerido aerobiamente se deterioran al aumentar la edad del lodo (220, 228, 255). Se recomienda el uso de criterios conservadores para el diseño de las instalaciones del desaguado mecánico del lodo digerido aerobiamente.

Figura 6.22. Carta de diseño para aeradores de baja velocidad en tanques no-circulares para calcular los requerimientos de energia para proporcionar el

oxigeno necesario

177

Figura 6.23. Efecto de la edad de lodo sobre el ph durante la digestion aerobia

6.3.4.Eficiencia del Proceso 6.3.4.1.Reducción de Sólidos Volátiles Totales Se ha mostrado que la destrucción de sólidos está en función directa principalmente tanto de la temperatura del líquido en el reactor como del tiempo que permanece el lodo en el digestor. La figura 6.24 es una gráfica de la reducción de sólidos volátiles contra el parámetro grado-días, para estos lodos, reducciones de sólidos volátiles del 40% al 50% son logrables bajo condiciones normales de aeración. 6.3.4.2.Calidad del Sobrenadante El sobrenadante de los digestores aerobios es normalmente regresado al inicio de la planta de tratamiento. La presenta las características de varias instalaciones a escala real, operando en el ámbito de temperatura mesofílica.

178

Tabla 6.14. Caracteristicas del sobrenadante de digestor aerobio mesofilico

Referencia 235a 238b 252c

Turbiedad - UTJ 120 --- --- N-NO3 - mg/L 40 --- 30

NTK - mg/L 115 2.9-1,350 --- DQO - mg/L 700 24-25,500 ---

P-PO4 - mg/L 70 2.1-930 35 P-filtrado - mg/L --- 0.4-120 ---

DBO5 - mg/L 50 4.4-6,350 2-5 DBO5 filtrada - mg/L --- 3-280 ---

Sólidos suspendidos - mg/L 300 9-41,800 6.8 Alcalinidad - mg/L CaCO3 --- --- 150

SO4 - mg/L --- --- 70 Sílice - mg/L --- --- 26

pH 6.8 5.7-8.0 6.8 a - Promedio de 7 meses de datos. b - Ámbito tomado de 7 instalaciones en operación. c - Valores promedio.

Figura 6.24. Reduccion de solidos volatiles en funcion de la temperatura del

liquido y edad del lodo del digestor

179

La tabla 6.15 resume los criterios actuales de diseño para digestores aerobios. Tabla 6.15. Resumen de criterios actuales para diseño de digestores aerobios

Temperatura del Días Líquido (°C)

Tiempo de residencia de sólidos 108 4.4 requerido para lograr: 31 15.6

40% reducción de sólidos vol. 18 26.7 55% reducción de sólidos vol. 386 4.4

109 15.6 64 26.7

Requerimientos de oxígeno 2.0 kg de oxígeno por kg de sólidos volátiles destruidos cuando la temperatura del líquido es de 45°C o menos. 1.45 kg de oxígeno por kg de sólidos volátiles destruidos cuando la temperatura del líquido es mayor de 45°C.

Residual de oxígeno 1.0 mg/L de oxígeno en las condiciones de diseño más desfavorables

Concentración máxima esperada 2.5 a 3.5 por ciento sólidos cuando de sólidos lograble con decantación se trata de lodo sin arena o al cual

no se le han agregado químicos. Potencia para Mezclado En función de la geometría del tan-

que y tipo de equipo de aerea- ción utilizado. Se deberá consultar al fabricante del equipo. Los valores han variado entre 13.3 y 106.4 kW por 1,000 m³

6.3.5.Ejemplo de Diseño Se ha determinado, que las siguientes cantidades de lodo serán producidas en una planta de estabilización por contacto de 22 Lps: Generación Total Diaria de Sólidos 572 kg Cantidad debida a lodo químico 0 kg Cantidad que será volátil 447 kg Cantidad que será no-volátil 125 kg Además, se tiene la siguiente información:

• Temperatura mínima del líquido estimada (invierno) en el digestor = 10C.

180

• Temperatura máxima del líquido estimada (verano) en el digestor = 25C.

• El sistema deberá lograr una reducción de sólidos volátiles mayor del 40% durante el invierno.

• Se requiere un mínimo de dos tanques operando continuamente (ver figura

6.18). Este es un requerimiento estatal para plantas menores de 44 Lps.

• La concentración esperada de sólidos en el lodo de desecho al digestor aerobio es de 8,000 mg/L.

• La concentración esperada de sólidos espesados de lodo estabilizado es del 3

por ciento (30,000 mg/L), en base a experiencia. 6.3.5.1.La Edad de Lodo Requerida La figura 6.22 presenta un método rápido para calcular el número de grado-días requeridos para lograr la reducción requerida del 40% de sólidos volátiles. El resultado es de 475 grado-días. A una temperatura de reactor de 10C, entonces: 475 grado-días/10C = 47.5 días Por tanto, el volumen del digestor aerobio deberá ser suficiente para proporcionar 47.5 días de edad de lodo, para cumplir con la reducción mínima de sólidos volátiles durante el invierno. Durante el verano, la temperatura del reactor será de 25C: 25C x 47.5 días edad de lodo = 1,175 grado-días. De la figura 5-22, a 1,175 grado-días, habría una reducción del 49 por ciento de sólidos volátiles. 6.3.5.2.Reducción de Sólidos Volátiles Para las condiciones de invierno, habría una reducción del 40% de sólidos volátiles (SV). La cantidad real de sólidos reducidos es: 447 kg SV/día x 0.4 = 179 kg SV reducidos/día Para las condiciones de verano, habría una reducción del 49% de sólidos volátiles. La cantidad real de sólidos reducidos es: 447 kg SV/día x 0.49 = 219 kg SV reducidos/día

181

6.3.5.3.Requerimientos de Oxígeno Como se espera la nitrificación, se deben tomar previsiones para suministrar 2.0 kg de oxígeno por kg de sólidos volátiles destruidos. Condiciones de invierno: 179 kg/d x 2 = 358 kg O2/día Condiciones de verano: 219 kg/d x 2 = 438 kg O2/día Durante las condiciones de verano, un mínimo de 1.0 mg/L de residual de oxígeno deberá ser proporcionado. 6.3.5.4.Cálculo del Volumen del Tanque La edad del lodo en un digestor aerobio se puede definir como: Edad del Lodo = kg totales de SS en digestor aerobio ÷kg totales de SS perdidos/día del digestor aerobio (5-11) donde, SS = sólidos suspendidos. La concentración de sólidos suspendidos en el digestor tendrá un ámbito desde el valor de la concentración de sólidos suspendidos en el influente, u 8,000 mg/L, hasta el valor máximo de la concentración de sólidos suspendidos espesados y estabilizados de 30,000 mg/L. En promedio, la concentración de sólidos suspendidos dentro del digestor es igual al 70% de la concentración de sólidos espesados, o 21,000 mg/L. La masa promedio de sólidos suspendidos en el sobrenadante se puede estimar con la siguiente ecuación.

MS = (concentración SS en sobrenadante)(1-f)(gasto influente) (5-12) donde, MS = masa promedio de sólidos suspendidos en el sobrenadante f = fracción del gasto influente al digestor aerobio que es retenida 1-f = fracción que sale como sobrenadante El término f se puede estimar con la siguiente ecuación.

f = (SSo ÷ SSe) * (Snd) (5-13)

182

donde, SSo = concentración influente de SS SSe = concentración espesada SS Snd = fracción de sólidos no destruida Para condiciones de invierno, la fracción de sólidos no destruidos es:

69.0 572

179 572Snd =−

=totalessólidosKg

reducidossólidosKgtotalessólidosKg

Entonces, el término f para este ejemplo es: f = 8,000 mg/L * 0.69 / 30,000 mg/L = 0.18 Por tanto, 18% del gasto influente al digestor aerobio será retenido, y 82% saldrá como sobrenadante. Para un separador de sólidos líquido diseñado adecuadamente (con tasa de desbordamiento menor a 8.16 m³/d/m²), la concentración de sólidos suspendidos será aproximadamente de 300 mg/L. El gasto influente se puede calcular mediante la división de la carga influente de sólidos (572 Kg/d) entre la concentración influente de sólidos (8,000 mg/L). El resultado es de 71.5 m³/d. La cantidad de sólidos suspendidos purgada por día del sistema de digestión aerobia se puede estimar con la siguiente expresión:

SSp = (SSe) (f) (Qi) (5-14) donde, Qi = gasto del influente Ahora es posible calcular el volumen requerido del tanque para cualquier edad del lodo dada. En este ejemplo, las condiciones de invierno rigen, y previamente se había calculado que se requiere un mínimo de 47.5 días. De los valores ya discutidos:

( )( )

( )( ) ( )( )( )( )5.7118.0000,3018.01/300 tan /000,21días 47.5

+−=

LmgquedelvolumenLmg

volumen del tanque = 881 m³

183

Tiempo de retención hidráulico teórico: 881 m³ / 71.5 m³/d = 12.3 d Este es el volumen mínimo, al cual se le deberá adicionar capacidad para almacenamiento de fin de semana y requerimientos de precipitación. En este caso, se proporcionarán dos tanques, cada uno con una capacidad de 881 m³ (lo cual proporciona una capacidad de reserva del 100%). Las dimensiones de los tanques dependerán del tipo de equipo de aireación utilizado y son tratados en la siguiente sección. 6.3.5.5.Requerimientos de Energía Se ha decidido utilizar aireadores mecánicos de baja velocidad para el mezclado y transferencia de oxígeno en el digestor. Los cálculos anteriores han indicado que el requerimiento máximo de oxígeno es de 438 Kg/d. Después de hacer las correcciones para la altura de la planta sobre el nivel del mar, los factores alfa y beta, temperatura del agua y requerimientos mínimos residuales, se puede calcular un coeficiente global de transferencia de masa KLa de 3.53 h-1. Con este valor, junto con la figura 6.25 se pueden calcular los requerimientos de energía como se indica a continuación. Inicialmente, se seleccionó una profundidad de 3.65 m. Como cada tanque tendrá un volumen de 881 m³, el área superficial correspondiente será de 241 m². Se localiza un punto de apoyo P, colocando una regla a través de las escalas D y KL a de la figura 6.22. En seguida se dibuja una línea recta por el punto P que conecte la escala As, área superficial del tanque, a la escala de la potencia requerida en el eje reductor. La potencia requerida en el eje para un tanque sería de 19 HP (14.1 kW). Suponiendo una eficiencia de reductor de motor del 92%, la potencia total del motor sería igual a 19/0.92 = 20.6 HP (15.4 kW). El fabricante del aerador recomienda una unidad con un mínimo de 10 HP (7.5 kW) requerida para mezclar una profundidad de líquido de 3.65 m. Cada unidad de 10 HP (7.5 kW) puede mezclar un área de 12.1 m x 12.1 m. Por lo cual se decide utilizar dos unidades de 10 HP (7.5 kW) en cada tanque, de 10.9 m de ancho por 24.5 m de largo y una profundidad total de 4.2 m, con 0.6 m de bordo libre. 6.3.5.6.Área Superficial del Clarificador El área superficial está basado en una tasa de desbordamiento de 8.16 m³/día/m². Con un gasto influente de 71.5 m³/día, se requiere un área superficial de 8.8 m². Por lo cual se seleccionó un clarificador de 3.7 m de diámetro. La figura 6.26 muestra una vista de planta.

184

Figura 6.25. Efecto del reciclado del sobrenadante del digestor sobre el flujo de

solidos suspendidos a traves de una planta de lodos activados (55).

AEREADOR MECANICODE BAJA VELOCIDAD

DE 10 HP

DIGESTOR AEROBIO #1

VOLUMEN DEL TANQUE = 882 m³ RETORNO AL 72 Lps TRATAMIENTO

8,000 mg/l SS SECUNDARIODIGESTOR AEROBIO #2 59 Lps

300 mg/l SS

VOLUMEN DEL TANQUE = 882 m³

18' 18'72'

RECIRCULACION 30,000 mg/l SS

LODO ESTABILIZADO30,000 mg/l SS

CONDICIONES DE VERANO: 219 kg vs REDUCIDOS/DIA = 439 kg O2/DIA CONDICIONES DE INVIERNO: 179 kg vs REDUCIDOS/DIA = 358 kg O2/DIA CADA TANQUE: LARGO 22 m POR 11 m DE ANCHO Y 3.65 m DE PROFUNDIDAD DEL LIQUIDO MAS 0.60 m DE BORDO LIBRE

Figura 6.26. Resumen de resultados del ejemplo de diseño de digestion

aerobia.

185

6.3.5.7.Gasto de Sobrenadante Se calculó anteriormente que el 82% del influente al digestor aerobio saldría como sobrenadante. En base a un influente de 71.5 m³/día, el gasto sobrenadante será de 58.6 m³/día, más la precipitación que pueda haber. 6.3.6.Curvas de Costos A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

Curva 6.3. Digestion aerobia con aereacion mecanica, costo base total

186

Curva 6.4. Digestion aerobia con aereacion mecanica, gastos de operación y

mantenimiento.

Curva 6.5- Digestion aerobia con difusores de aereacion, costo base total.

187

Curva 6.6. Digestion aerobia con difusores de aereacion, gastos de operación y

mantenimiento. 6.4.ESTABILIZACIÓN CON CAL 6.4.1.Descripción del Proceso El objetivo original del acondicionamiento con cal era mejorar la facilidad de desaguar el lodo pero, con el tiempo, se observó que los niveles de olores y patógenos también se reducían. La estabilización con cal es un proceso muy simple. Estudios de evaluación en donde la estabilización con cal se logra a un pH de 10 a 11, han mostrado que los olores regresan durante el almacenamiento. Para eliminar este problema y reducir el nivel de patógenos, la adición de suficiente cantidad de cal para elevar y mantener el pH del lodo en 12.0 durante dos horas es requerido. 6.4.1.1.Aplicabilidad La estabilización con cal puede ser una alternativa eficiente cuando existe la necesidad de proporcionar:

• Respaldo para instalaciones de estabilización existentes. Un sistema de estabilización con cal se puede arrancar o parar rápidamente. Por tanto, se puede utilizar para complementar instalaciones existentes, cuando la cantidad de lodo excede el nivel de diseño, o sustituir la incineración durante fallas en el suministro del combustible. El gasto total de lodo se puede tratar con cal cuando las instalaciones existentes están fuera de servicio para limpieza o reparación.

188

• Manejo provisional del lodo. Los sistemas de estabilización con cal tienen costos de capital bajos y, por consiguiente, puede ser factibles si existen planes de abandonar la planta o proceso al cabo de pocos años.

• Expansión de las instalaciones existentes o construcción de nuevas

instalaciones para mejorar el control de olores y patógenos. La estabilización con cal es particularmente aplicable a plantas pequeñas o cuando la planta será cargada sólo en forma periódica.

En todos los casos, se requiere un sitio adecuado para la disposición o aprovechamiento del lodo estabilizado. 6.4.1.2.Ventajas y Desventajas Sus principales ventajas sobre los demás procesos incluyen un bajo costo y simplicidad en la operación. El lodo estabilizado con cal se desagua fácilmente con equipo mecánico y es generalmente adecuado para aplicación a terrenos agrícolas o disposición en un relleno sanitario. Con el tratamiento a base de cal no se logra una reducción de materia orgánica. Esto tiene dos impactos importantes. Primero, la adición de cal no convierte al lodo en químicamente estable; si el pH baja de 11.0, la descomposición biológica se reanuda, produciendo malos olores. Segundo, la cantidad de lodo para disposición no es reducida, así como en el caso de los métodos de estabilización biológica. Al contrario, la masa de sólidos secos es incrementada por la adición de cal y por los precipitados químicos que se derivan de esta adición. Por tanto, debido al mayor volumen, los costos de transporte y disposición final son frecuentemente mayores para los lodos estabilizados con cal, que para los lodos estabilizados por otros métodos. 6.4.2.Criterios de Diseño Se deben considerar tres parámetros fundamentales para el diseño de un sistema de estabilización con cal: pH, tiempo de contacto y dosis de cal. En esta etapa del desarrollo del proceso, la selección de los niveles de estos parámetros ha sido principalmente empírica. Los resultados de los primeros estudios se pueden utilizar como punto de partida, pero debido a la complejidad de las interacciones químicas que aparentemente se llevan a cabo en el tratamiento con cal del lodo, se recomienda estudios a nivel laboratorio y piloto como parte del diseño de un sistema a escala real, particularmente si se contemplan modificaciones sustanciales a estas condiciones. 6.4.2.1.pH y Tiempo de Contacto El objetivo principal de la estabilización con cal es el de inhibir la descomposición bacteriana e inactivar los organismos patógenos. El factor fundamental en el

189

tratamiento con cal, sin lugar a duda, es el nivel de pH y no sólo la dosis de cal. Así como con la mayoría de los procesos de desinfección, el tiempo de exposición es igualmente importante al pH. El objetivo del diseño es mantener el pH arriba de 12 durante dos horas, para asegurar la destrucción de los patógenos, y proporcionar suficiente alcalinidad residual para que el pH no baje de 11 durante varios días, permitiendo suficiente tiempo para la disposición o aprovechamiento del lodo sin la posibilidad de la reanudación de los procesos de putrefacción. Los criterios de diseño recomendados para lograr estos objetivos son:

• Tratar el lodo en estado líquido.

• Llevar el pH del lodo a 12.5 mediante la adición de cal y mantenerlo arriba de 12.5 durante 30 minutos (lo cual lo mantiene >12 durante dos horas).

6.4.2.2.Dosis de Cal La cantidad de cal requerida para estabilizar el lodo se determina mediante el tipo de lodo, su composición química y la concentración de sólidos. La tabla 6.16 resume los resultados de pruebas a escala piloto en Lebanon, Ohio, y muestra que la adición de cal en ámbitos de 6 a 51 por ciento de los sólidos secos totales en el lodo fueron requeridos para elevar el pH a los niveles indicados en el cuadro. Estas dosis de cal fueron suficientes para mantener el pH del lodo arriba de 12.0 por 30 minutos. Los lodos primarios requirieron las menores dosis, mientras que las dosis más altas fueron requeridas para elevar el nivel del pH de lodos activados purgados (LAP). Los resultados de estudios realizados por Paulsrud y Eikum (266) coinciden en términos generales con las pruebas de Lebanon y se muestran en la tabla 6.16.

Tabla 6.16. Requerimientos de cal para lograr ph de 12 durante 30 minutos en lebanon, ohio (267).

Conc. Sólidos Dosis de Cal Tipo de Lodo (%) (kg Ca(OH)2 / kg sólidos) pH Promedio

Ámbito Prom. Ámbito Prom. Inicial Final Lodo primarioa 3-6 4.3 0.06-0.17 0.12 6.7 12.7

Lodo act. purgado 1-1.5 1.3 0.21-0.43 0.3 7.1 12.6 Mezcla de lodo digerido

anaer. 6-7 5.5 0.14-0.25 0.19 7.2 12.4

Lodo de fosa séptica 1-4.5 2.7 0.09-0.51 0.2 7.3 12.7 a - incluye parte de lodo activado purgado.

190

Tabla 6.17. Dosis de cal requerida para mantener el ph arriba de 11.0 por lo menos durante 14 dias (265).

Tipo de Lodo Conc. Sólidos, %, Ámbito Lodo primario 0.10 - 0.15 Lodo activado 0.30 - 0.50

Lodo de fosa séptica 0.10 - 0.30 Lodo de alumbrea 0.40 - 0.60

Lodo de alumbrea + primariob 0.25 - 0.40 Lodo de fierroa 0.35 - 0.60

a - incluye parte de lodo activado purgado. b - Proporciones iguales por peso de cada tipo de lodo. La figura 6.27 muestra la relación general entre la dosis de cal y el pH para un lodo municipal típico, a varios niveles de concentración de sólidos. La tabla 6.17, calculado de los datos de la figura 6.27, muestra que la dosis de cal por unidad de masa de sólidos de lodo requerida para lograr un nivel particular de pH es relativamente constante. Es decir, los requerimientos de cal están más estrechamente ligados a la masa total de sólidos en el lodo, en lugar del volumen del lodo. Para el cálculo de la cal requerida anualmente se utiliza la ecuación 5-15:

ALR = (1,000)(SV)(SS)(SSG)(LD)(365) / (LC) (5-15) Donde, ALR = cal requerida al año, kg/año SV = volumen de lodos estabilizados, m³/día SS = contenido de sólidos volátiles, % SSG = gravedad específica del lodo LD = dosis de cal, kg de cal/kg de lodo (Tabla 6.17) LC = contenido de cal hidratada en la cal utilizada, % El volumen de almacenamiento de cal requerido (considerando 30 días de almacenamiento):

VLS = (ALR) / (12)(480.55) (5-16) Donde, VLS = volumen de almacenamiento, m³ La capacidad de los tanques de mezclado y del sistema de alimentación de cal se calculan mediante las siguientes ecuaciones:

MTC = (SV)(DT)(2)(365) / (HPD)(DPY)(1000) (5-17)

191

LFC = (ALR)(2.0) / (DPY)(HPD)(0.167) (5-18) Donde, MTC = capacidad de los tanques de mezclado, L LFC = capacidad del sistema de alimentación, kg/h DT = tiempo de retención, h HPD = horas de operación al día, h/d DPY = días de operación al año, d/año

Figura 6.27. Dosis de cal requerida para el ph de una mezcla de lodo primario y

humus de filtro percolador para diferentes concentraciones de solidos. Por último los requerimientos de energía eléctrica para el mezclado con aire se calculan mediante la siguiente ecuación:

BER = (MTC)(0.03)(97) / (7.48) (3.7854) (5-19) donde, BER = requerimiento de energía eléctrica, kWh/año 6.4.3.Eficiencia del Proceso La estabilización con cal reduce olores y el potencial de producir olores en el lodo, reduce el nivel de organismos patógenos, y modifica las características de desaguado, sedimentación y químicas del lodo. La naturaleza y extensión de los efectos producidos se describen en los siguientes párrafos.

192

6.4.3.1.Control de Olores El tratamiento con cal desodoriza el lodo mediante la creación de un ambiente de pH elevado en el lodo, así eliminando o suprimiendo el crecimiento de los microorganismos que producen los gases malolientos. Se debe agregar suficiente cal para retrasar la descomposición del pH debido a que la generación de olores normalmente se reanuda una vez que el pH del lodo baja de 11.0 (259, 267). El ácido sulfhídrico (H2S), un gas maloliento presente en forma disuelta en el lodo, es la principal causa de olores en el lodo. La figura 6.28 muestra que, a medida que el pH del lodo se eleva, la fracción de sulfuros totales en forma de H2S disminuye del orden de 50% a un pH de 7 hasta casi cero a un pH de 9. Por consiguiente, arriba de este pH, ya no hay olores por H2S. 6.4.3.2.Reducción de Patógenos Se pueden lograr reducciones importantes de patógenos en lodos que han sido tratados con cal a un pH de 12.0 (267, 268). La tabla 6.18 relaciona los niveles de bacterias medidos durante estudios a escala real en Lebanon y muestran que la estabilización con cal de lodos crudos reduce las concentraciones de coliformes totales, coliformes fecales y estreptococus fecales en más de un 99.9 por ciento. La cantidad de Salmonella y Pseudomonas aeruginosa se redujo abajo del nivel de detección. La tabla 6.18 muestra que la concentración de patógenos en lodos estabilizados con cal varía de 10 a 1,000 veces menos que las de lodos digeridos anaerobiamente en la misma planta. La observación cualitativa bajo el microscopio ha mostrado una sobrevivencia sustancial de organismos superiores, como helmintos, quistes de amibas y huevos de Ascaris, después de un tiempo de contacto de 24 horas a un pH elevado (265). No se sabe si un contacto a largo plazo alcanzaría a destruir estos organismos.

193

Figura 6.28. Efecto del ph sobre el equilibrio acido sulfhidrico-sulfuro

Tabla 6.18. Densidad de bacterias en lodos crudos, digeridos anaerobios, y

estabilizados con cal en lebanon, ohio (267) Densidad Bacteriana (número/100 mL)

Tipo de Lodo Coliformes Coliformes Estretococus Salmonellac Pseudomonas Totalesa Fecalesa Fecales Aerugin.

Crudo Primario 2.90E+09 8.30E+08 3.9E+07 62 195

Activado purgado 8.30E+08 2.7E+07 1.0E+07 6 5.5E+03 Fosa séptica 2.90E+08 1.5E+07 6.7E+05 6 754

Digerido Anaerobio Mezcla primario y Activado purgado 2.8E+07 1.5E+06 2.7E+05 6 42

Estabilizado con calb Primario 1.2E+05 5.9E+03 1.6E+04 < 3 < 3

Activado purgado 2.2E+05 1.6E+04 6.8E+03 < 3 13 Fosa séptica 2.1E+03 265.0 665.0 < 3 < 3

Digerido anaerobio 18.0 18.0 8.6E+03 < 3 < 3 a - Se utilizó la técnica del filtro millipore para el lodo activado purgado y de fosa séptica. La técnica del NMP para todos los demás. b - Para pH igual o mayor de 12.0. c - Límite de detección = 3.

194

6.4.3.3.Características de Desaguado y Sedimentación La cal ha sido utilizada extensamente como un agente de acondicionamiento para mejorar el desaguado del lodo. Se ha mostrado que la adición de cal mejora la filtrabilidad de lodos de alumbre y fierro (265). La resistencia específica fue reducida por un factor de aproximadamente cuatro, y el rendimiento del filtro se incrementó por un factor de dos, cuando el acondicionamiento con cal fue utilizado. 6.4.3.4.Características Químicas La estabilización con cal provoca cambios químicos en el lodo. La naturaleza de estos cambios está ilustrada en la tabla 6.19, que reúne los datos químicos de dos estudios. El efecto general de la adición de cal es la reducción en la concentración de los componentes. Esto es producido tanto por dilución con la lechada de cal como por la pérdida de algunos componentes volátiles del lodo a la atmósfera. Lodos estabilizados con cal tienen menores concentraciones de fosfatos solubles, nitrógeno amoniacal y nitrógeno total Kjeldahl que lodos digeridos anaerobiamente, de la misma planta, como se muestra en la tabla 6.19. Estos niveles menores de nutrientes reducen el valor fertilizante del lodo pero, suponiendo que el nitrógeno limita la tasa a la cual se puede aplicar el lodo, permitirían la aplicación de una mayor cantidad de lodo por hectárea. La reducción de la concentración de fosfato soluble (filtrable) es provocada por la reacción entre la cal y el ortofosfato disuelto para formar un precipitado de fosfato de calcio. Por esta razón, el fosfato residual en el sobrenadante / filtrado después del tratamiento con cal se piensa que es principalmente de naturaleza orgánica (267). Los niveles de nitrógeno se pueden reducir durante la estabilización con cal si el amoniaco gaseoso es lavado durante el mezclado con aire del lodo tratado. A medida que el pH del lodo aumenta desde casi el neutro hasta 12, la forma predominante del amoniaco cambia del ion amonio (NH4+) al gas amoniaco disuelto (NH3). Parte de este gas es acarreado por el aire que se burbujea a través del lodo para el mezclado. Un resultado directo de la adición de la cal al lodo es que la alcalinidad total aumenta a un valor alto. Los datos de la tabla 6.19 indican la magnitud del cambio en alcalinidad.

195

Tabla 6.19. Composicion quimica del lodo y sobrenadante antes y despues de estabilizacion con cala (266).

Humus de Parámetro Lodo Filtro Mezcla de

Primario Biológico Lodo Lodo Entero

pH Antes Adición Cal 6.0 6.3 6.1

Después Adición Cal 12.1 12.3 12.0 Sólidos T. (% peso) Antes Adición Cal 3.6 3.0 3.6

Después Adición Cal 3.2 2.7 3.3 Alc.-T (mg/L como CaCO3)

Antes Adición Cal 1,141 1,151 1,213 Después Adición Cal 6,920 6,240 5,760 N-NH4 (mg/L como N)

Antes Adición Cal 211 274 192 Después Adición Cal 91 148 87 N-Org. (mg/L como N)

Antes Adición Cal 1,066 1,179 1,231 Después Adición Cal 1,146 995 1,099 N-NO3 (mg/L como N)

Antes Adición Cal 3 7 16 Después Adición Cal 25 22 31 PO4-T (mg/L como P)

Antes Adición Cal 342 305 468 Después Adición Cal 302 235 337

PO4-Filtrable (mg/L como P) Antes Adición Cal 92 96 80

Después Adición Cal 32 17 31 Sobrenadante COT (mg/L)

Antes Adición Cal 1,000 917 1,175 Después Adición Cal 2,083 1,883 2,250

DBO (mg/L) Antes Adición Cal 1,120 964 1,137

Después Adición Cal 1,875 1,981 2,102 Número de Umbral de Olorb

Antes Adición Cal 4,889 5,333 933 Después Adición Cal 467 333 67 Sólidos T. (% peso) Antes Adición Cal 0.1 0.1 0.2

Después Adición Cal 0.6 0.5 0.7 a - Los valores en este cuadro son promedios de tres pruebas para cada tipo de lodo. b - La dilución mayor con agua libre de olor que produce el menor olor perceptible.

196


Curva 6.7. Estabilizacion de lodos con cal, costo base total.

Curva 6.8. Estabilizacion de lodos con cal, gastos de operación y

mantenimiento.

197

6.5.COMPOSTEO 6.5.1.Introducción El composteo de lodos consiste en la descomposición termofílica aerobia de los componentes orgánicos de un material relativamente estable muy parecido al humus (427). Los factores ambientales afectan la actividad de las bacterias, hongos y actinomicetos que llevan a cabo este proceso de oxidación e influyen en la velocidad y curso de los ciclos de composteo. La volatilidad y tipo de material, contenido de humedad, concentración de oxígeno, relación de carbono/nitrógeno, temperatura y pH son la clave para determinar el proceso (428). El lodo no es convertido a materia totalmente inerte por el composteo. El proceso de composteo es considerado completo cuando el producto puede ser almacenado sin producir malos olores y los organismos patógenos hayan sido reducidos a un nivel tal que el material puede ser manejado sin mayor riesgo. La composta producida de lodos municipales puede proporcionar una porción de los requerimientos de nutrientes para el crecimiento de cultivos agrícolas. La materia orgánica en la composta es particularmente benéfica como mejorador de suelo, debido a que ha sido estabilizada, se descompone lentamente y retiene sus efectos benéficos durante mayor tiempo que la materia orgánica de desechos que no han sido composteados. El lodo composteado puede mejorar la calidad de suelos que contienen cantidades excesivas de arena o arcilla, así como suelos mejor balanceados. Las propiedades físicas mejoradas incluyen:

• Mayor contenido de agua para suelos arenosos • Mayor retención de agua para suelos arenosos • Agregación mejorada • Mayor aeración en suelos arcillosos • Mayor permeabilidad para suelos arcillosos • Mayor infiltración de agua para suelos arcillosos • Mayor profundidad de raíces • Menor formación de costras en la superficie

Las técnicas clásicas y nuevas para desechos sólidos han sido modificadas para el composteo de lodos. Estas se pueden clasificar como:

• Procesos sin confinar • Camellón • Pila estática aerada

- Pila individual - Pila extendida

• Procesos confinados

198

Los procesos sin confinar no están encerrados, aunque se puede proporcionar un techo para proteger a la composta de la lluvia. Los procesos sin confinar hacen uso de equipo mecánico portátil, tal como cargadores frontales o mezcladores para el mezclado y volteo. Los sistema confinados utilizan un contenedor estacionario encerrado o reactor para el composteo. 6.5.2. El Proceso de Composteo Aunque cada técnica de composteo es única, el proceso fundamental es similar. Los pasos básicos del proceso son:

• En caso de requerirlos, los agentes de abultamiento para el control de porosidad y humedad (por ejemplo, composta reciclada, trozos de madera, etc.) o complementos de alimento para una fuente limitada en nutrientes como carbono (por ejemplo, aserrín, cáscaras de arroz, etc.) son adicionados al lodo desaguado para proporcionar una mezcla adecuada para el composteo. La mezcla debe ser porosa, estable estructuralmente y capaz de autosostener la reacción de descomposición.

• Una temperatura entre 55° y 65°C es buscada para asegurar la destrucción de

organismos patógenos y proporcionar la fuerza motriz para la evaporación, que reduce el contenido de humedad.

• La composta es almacenada durante periodos largos después de la operación

primaria de composteo, para estabilizar aún más la mezcla a baja temperatura.

• Un secado con aire (por ejemplo, camellones) puede ser necesario si la

composta curada está demasiado húmeda para continuar con los procesos de tratamiento.

• Cuando se utilizan agentes de abultamiento, se requiere una operación de

separación. La humedad, temperatura, pH, concentración de nutrientes y disponibilidad y concentración del suministro de oxígeno son los principales factores que afectan la biología del composteo (431). 6.5.2.1.Humedad La descomposición de la materia orgánica depende de la humedad. El contenido más bajo de humedad al cual la actividad bacteriana se puede llevar a cabo está entre 12% y 15%; sin embargo, menos del 40% de humedad puede limitar la tasa de descomposición. El contenido óptimo está entre 50 y 60 por ciento. Si la mezcla tiene más del 60% de agua, no se puede obtener la integridad estructural adecuada.

199

La figura 6.29 muestra el efecto del contenido de sólidos del lodo desaguado sobre la relación de mezclado requerida de trozos de madera, con el lodo por volumen, para un caso particular. La cantidad de trozos de madera requerida para una torta del filtro de 40% sería del orden de una quinta parte la necesaria para una torta con 20% de sólidos. Además del ahorro en trozos de madera, habrá una reducción importante en los costos de manejo de material y tamaño del sitio (432). 6.5.2.2.Temperatura Para la operación más eficiente, los procesos de composteo dependen de temperaturas desde 55°C hasta 65°C, pero no arriba de 80°C. Las altas temperaturas también son requeridas para la inactivación de patógenos humanos en el lodo. El contenido de humedad, tasa de aeración, tamaño y forma de la pila, condiciones atmosféricas y nutrientes afectan la distribución de la temperatura en la pila de composta. 6.5.2.3.pH El ámbito óptimo de pH para el crecimiento de la mayoría de las bacterias está entre 6 y 7.5 y entre 5.5 y 8.0 para hongos (433). El pH varía a través de la pila, y durante la operación del composteo, pero básicamente es autoregulado. Un pH inicial alto, resultante del uso de cal en el desaguado, solubiliza nitrógeno en la composta y contribuye a la pérdida de nitrógeno mediante la volatilización de amoniaco. Es difícil alterar el pH en la pila para el crecimiento óptimo, y ésto no ha resultado en un control eficiente. 6.5.2.4.Concentración de Nutrientes Tanto el carbono como el nitrógeno son requeridos como fuentes de energía para el crecimiento de los organismos. Los microorganismos utilizan 30 partes por peso de carbono (C) por cada parte de nitrógeno (N); una relación de C/N de 30:1 es, por consiguiente, muy deseable para un composteo eficiente, y relaciones de C/N entre 25 y 35 proporcionan las mejores condiciones. El carbono considerado en esta relación es biodegradable. Relaciones de C/N más bajos incrementan la pérdida de nitrógeno por volatilización de amoniaco, y valores más altos conducen a tiempos progresivamente mayores de composteo, a medida que el nitrógeno se vuelve limitante de la tasa de crecimiento (431). No se han encontrado otros nutrientes en cantidades macro o trazas que sean limitantes de la tasa en el composteo de lodos municipales.

200

Figura 6.29. Efecto del contenido de solidos sobre la relacion de trozos de

madera a lodo por volumen 6.5.2.5.Suministro de Oxígeno Las concentraciones óptimas de oxígeno en una masa bajo composteo están entre el 5 y 15 por ciento por volumen (434). El incremento de la concentración de oxígeno más allá del 15% mediante la adición de aire resultará en una disminución de la temperatura, debido a un mayor flujo de aire. Aunque concentraciones de oxígeno hasta de 0.5% han sido observadas dentro de camellones sin síntomas de anaerobiasis; por lo menos se requiere un 5% para mantener condiciones aerobias (431). 6.5.2.6.Criterios de Diseño y Procedimientos Los criterios básicos para una operación exitosa de composteo consisten en que el material a ser composteado sea poroso y estructuralmente estable y que contenga suficiente material degradable de tal manera que la reacción de degradación sea

201

autosostenible (es decir, el calor desprendido por la oxidación del material volátil sea suficiente para subir la mezcla a la temperatura de reacción y lograr el grado de sequedad requerido). En esta sección se describirá un procedimiento para cumplir con estos criterios de porosidad, estabilidad estructural y biodegradabilidad adecuada. Una consideración de diseño igualmente importante es la flexibilidad. Una operación de composteo deberá ser capaz de operar continuamente aun cuando haya cambios en el contenido de sólidos y volumen en el lodo. También es necesario anticipar cambios en el suministro de agente de abultamiento y fallas en el equipo, así como contar con una flexibilidad en el diseño para manejar estos cambios. Para lograr una confianza mínima de que la actividad de composteo está procediendo adecuadamente, se monitorea constantemente la temperatura y el contenido de oxígeno dentro de la pila. El equipo requerido para realizar este monitoreo incluye un analizador portátil de oxígeno, de 0 a 25 por ciento, de gas seco que es utilizado para medir el contenido de oxígeno; también se requiere un indicador de temperatura tipo sonda termistor, con por lo menos 2 m de cable y escala con lectura de 0°C a 100°C. Adicionalmente, el monitoreo de metales pesados, patógenos y parámetros ambientales tales como calidad del aire y agua aseguran una composta libre de riesgos y aceptable, así como una operación de composteo aceptable. Un programa completo de monitoreo está esbozado en la tabla 6.20. En la figura 6.30 se muestran cuatro sitios para las mediciones de temperatura y oxígeno en ambos extremos de cada pila. Haug y Haug (436) han mostrado que la reacción de composteo es autosostenible cuando la relación W es igual o mayor de 10. Esta relación se define como:

composteo de scondicione bajo degradados orgánicos de masacomposta de inicial mezcla laen agua de masaW =

En el composteo por camellones y mecánico, la porosidad y estabilidad estructural son dadas cuando el lodo es mezclado con producto de composteo reciclado o agente de abultamiento, para obtener una concentración de sólidos de aproximadamente 40 a 60 por ciento. Con el composteo en pilas aeradas, un agente de abultamiento como trozos de madera es utilizado para proporcionar la porosidad y estabilidad estructural. Cuando el proceso de composteo ha concluido, los agentes de abultamiento generalmente son removidos de la composta mediante un cribado y recirculados al punto de mezcla para ser reutilizados. La parte fina del agente de abultamiento normalmente se queda con la composta debido a que atraviesa la malla junto con el producto terminado. Es necesario reponer agente de abultamiento en el punto de mezclado para compensar las pérdidas de material.

202

Tabla 6.20. Programa de monitoreo para una instalacion de composteo de lodos procedentes de aguas residuales municipales (436)

Actividad/Tiempo Componente Análisis Frecuencia Antes de composteo Lodo y material de abul- Metales pesados y PCB's Mensualmente tamiento Durante el composteo Pilas aeradas o camello- Tiempo aceptable, tem- Mediciones del contenido nes peratura, relaciones de oxígeno y tempera- de oxígeno disuelto, tura tomadas durante es decir, 55°C y 5% a por lo menos 6 días du- 15% contenido de oxí- rante las primeras dos geno durante 3 a 5 semanas. (Mediciones días. adicionals a veces requeridas para obtener promedio fiel). Después del composteo Composta (antes de co- Ciertos metales pesados Mensual o bimensual, de- mercializarla) indicadores y patógenos pendiendo del uso de la composta. Monitoreo del sitio du- Personal Examen físico antes de Anualmente rante toda la opera- contratarlo y periódi- ción. camente después. Equipo de protección Continuamente personal y ropa según sea requerida. Olores Nivel del olor Continuamente, pero en especial durante los periodos de humedad con inversiones de temperatura y poco o nada de viento. Efectividad de la pila Continuamente filtro de olores Bitácora de quejas de Continuamente olores. Polvo Evaluación de la concen- Continuamente, pero en tración de partículas. especial durante los periodos de sequedad bajo condiciones de mucho viento. Lixiviado y Escurri- DBO y sólidos suspendi- Mensualmente, viento abajo miento dos en sitios críticos para los aspectos de salud pública. Esporas aéreas Número producido y Mensualmente transportado Micrometeorología Temperatura a 1.5 m y Continuamente 7.6 m de altura Velocidad del viento Continuamente Dirección del viento Continuamente

203

Figura 6.30. Sitios para monitoreo de temperatura y oxigeno en un extremo de

camellon o pila individual aerada. La degradabilidad de la mezcla puede ser ajustada mediante la adición de materiales que contienen altas concentraciones de material orgánico degradable. Estos materiales normalmente están secos y reducen la relación de W, incrementando la fracción volátil y disminuyendo la fracción húmeda de la mezcla. La figura 6.31 muestra un diagrama generalizado de balance de materia para un proceso de composteo. La corriente de reciclado puede consistir de sólo composta terminada (típico para los métodos de camellones y mecánicos), agente de abultamiento únicamente (típico para los métodos de pilas aeradas) o una combinación de agente de abultamiento y composta terminada. Las cantidades exactas de las diferentes corrientes dependen de las ecuaciones de balance de masas (5-20 y 5-21) derivadas de la figura 6.31 y el tipo de proceso de composteo utilizado. Se puede desarrollar una serie de ecuaciones de un análisis del diagrama de balance de masas. Dos ecuaciones generales han sido elaboradas que aplican a todos los métodos de composteo. La ecuación 5-20 es utilizada para determinar la cantidad de composta o trozos de madera reciclados y la ecuación 5-21 es utilizada para determinar la relación W (436):

204

Figura 6.31. Diagrama de balance de masa para composteo de lodos

( ) ( ) ( )( )MR

RMRAMACMCR SS

SSXSSXSSXX

−−+−+−

= (5-20)

( ) ( ) ( ) ( )

RRRRRRRRAAAACCCC

RRRRAACC

kVSXkVSXkVSXkVSXSXSXSXSX

W+++

−+−+−+−=

1111 (5.21)

205

a) Procesos de Composteo sin Agentes de Abultamiento Externos Para diseñar una instalación de composteo sin utilizar agentes de abultamiento externos, los parámetros XC, SC, VC, kC, SR, VR, kR, y SM deberán ser determinados analíticamente, supuestos o calculados. El peso seco de la composta reciclada (XR) es calculado, suponiendo que no hay adición de materia biodegradable ni agente externo de abultamiento (XA = XB = 0), para proporcionar el contenido deseado de sólidos en la mezcla (SM) dentro del ámbito de 0.40 a 0.50:

( )( )MR

CMCR SS

SSXX

−−

= (5-22)

Una vez que se haya determinado XR para estas condiciones, la relación W es calculada:

( ) ( )

RRRRCCCC

RRCC

kVSXkVSXSXSX

W+

−+−=

11 (5-23)

Si la relación W es menor a diez, la mezcla de composta tiene suficiente energía disponible para elevar la temperatura y evaporar el agua. El valor de diez no es absoluto debido a que las condiciones climatológicas pueden afectar los requerimientos termodinámicos de energía. En un clima árido caliente, W puede ser mayor debido a que la evaporación del agua de la masa de composta es incrementada por una alta humedad en la mezcla y una temperatura inicial mayor en la pila. En climas fríos, se requiere mayor energía biológica para calentar la pila hasta la temperatura normal de operación y por tanto el valor requerido de W puede ser tan bajo como siete o diez (436). La relación W se puede reducir mediante la adición de material biodegradable. Los parámetros SA, VA y kA son conocidos. El peso seco del material biodegradable es supuesto, y se calcula una nueva masa de composta de reciclado (XR):

( ) ( )( )MR

AMACMCR SS

SSXSSXX

−−+−

= (5-24)

La relación W también es calculada:

( ) ( ) ( )

AAAARRRRCCCC

AARRCC

kVSXkVSXkVSXSXSXSX

W++

−+−+−=

111 (5-25)

Si W aún no está por debajo de diez, la cantidad de material biodegradable es incrementada y XR y W son recalculadas hasta que se satisfaga el requerimiento de W.

206

Si se siguen estos lineamientos, una mezcla con suficiente energía para composteo será producida. Los valores reales para los parámetros del proceso son específicos del sitio y el diseño más económico depende de información confiable sobre las características afectan el balance de masa y la termodinámica. b) Procesos de Composteo con Agentes de Abultamiento Externos Los criterios de diseño para los procesos que utilizan agente externos de abultamiento son similares a los descritos arriba, excepto que la tasa de recirculación es calculada de manera diferente. En el proceso anterior, la relación del agente de abultamiento al lodo es especificada sin considerar el contenido de humedad de la mezcla, ya que no es tan importante como la integridad estructural de la pila. La tasa de reciclado, XR, y el suministro de material de reposición se calculan utilizando las ecuaciones 5-26 y 5-27. XR = (1-f2) f1XC (5-26) XB = f1 XC - XR (5-27) donde f1 se define como la relación entre el agente externo de abultamiento (reciclado y reposición) y el lodo f1 = (XR + XB ) / XC y f2 representa la fracción perdida del proceso de agente de abultamiento externo por volatilización o debido a que permanece con el producto terminado. f2 = XB / (XB + XR) Los valores de f1 y f2 se deben suponer en base a la experiencia operativa en una instalación existente. El ámbito de valores para f1 son desde 0.75 hasta 1.25, y para f2 desde 0.20 hasta 0.40. Una vez que estos valores han sido seleccionados, la cantidad de agente de abultamiento reciclado (XR) y agente externo (XB) se pueden calcular utilizando las ecuaciones 5-26 y 5-27. El valor de la relación W es calculado utilizando la ecuación 5-21, indicando que no se utilizará material biodegradable adicional (XA = 0). Si W es menor o igual a diez, la mezcla tiene suficiente energía para el composteo. Si W es mayor de diez, hay dos opciones posibles para reducir la relación. Se puede agregar más agente externo de abultamiento (es decir, f1 es incrementado). Si el agente de abultamiento es más volátil que el lodo, W se debe reducir. Las cantidades de reciclado y reposición de agente de abultamiento deberán ser recalculadas y W determinada de nuevo. Si el agente de abultamiento tiene una baja fracción volátil, este método no funcionará debido a que W se reduce sólo ligeramente. En este caso, es necesario adicionar material biodegradable.

207

Para cualquier cantidad de material biodegradable adicionada, la relación W se puede calcular de nuevo utilizando la ecuación 5-21. El incremento de la cantidad de material biodegradable hasta que W esté por debajo de diez resultará en un balance adecuado de energía para el composteo. La mejor manera para establecer la cantidad de agente externo de abultamiento y material biodegradable utilizado será un cuidadoso análisis económico del proceso y estimación precisa de las variables del proceso. La tabla 6.21 presenta algunos de los ámbitos de densidad para varios materiales de composteo, según se han experimentado en diferentes sitios. Tabla 6.21. Densidades de varios agentes de abultamiento para composta (432).

Densidad Material (kg/m³)

Lodo Digerido 890 a 1,000 Lodo Crudo 770 a 1,000

Trozos Nuevos de Madera 265 a 330 Trozos Reciclados de Madera 350 a 370

Composta Terminada 550 a 620 6.5.3.Sistemas de Composteo sin Confinar En los EUA, los procesos de camellón y pilas estáticas aeradas han sido utilizados casi exclusivamente para el composteo de lodos de origen municipal. Los pasos básicos a seguir en estos dos procesos son similares, pero la tecnología de procesamiento para la etapa de composteo difiere apreciablemente. En el método de camellones, el oxígeno es introducido a la pila mediante convección natural y volteo, mientras que en el método de pila estática, la aeración se induce mediante un sistema de circulación de aire forzado. 6.5.3.1.Proceso de Camellones El proceso de camellones es realizado normalmente en sitios descubiertos y depende de la ventilación natural, con un mezclado mecánico frecuente de las pilas, para mantener condiciones aerobias. En sitios con precipitación pluvial significativa, puede ser deseable por motivos operativos proporcionar una estructura con techo para cubrir los camellones. El proceso más grande en operación de camellones en los EUA está localizado en la Planta Conjunta de Control de la Contaminación del Agua del County Sanitation Districts de Los Angeles County en Carson, California. En el proceso de composteo por camellones, la mezcla a ser composteada es apilada en filas largas y paralelas o camellones. La sección transversal de los camellones puede ser trapezoidal o triangular, dependiendo principalmente de las características del equipo utilizado para mezclar y voltear las pilas. El ancho de un camellón típico es de 4.5 m y la altura entre 1 y 2 metros. En base al procesado de

208

un lodo con 20% sólidos, los requerimientos de terreno para el proceso de camellones es mayor que el de pilas aeradas. Colacicco (437) estima un 25% adicional de terreno para el proceso en base a camellones de 1.5 m de altura y 2 m de ancho, con un periodo de composteo de dos semanas. Aún más terreno sería necesario para los tiempos más largos de composteo utilizados en las instalaciones de Los Angeles. El mezclado de un agente de abultamiento con la torta de lodo húmedo ha permitido el uso del proceso de camellones para el composteo de lodo digerido y desaguado. Los agentes de abultamiento pueden incluir el lodo composteado reciclado o agentes externos como trozos de madera, aserrín, paja, cáscaras de arroz o raíz de Regaliz. La cantidad de agente de abultamiento es ajustada para obtener una mezcla con contenido de sólidos de un 40 a 50 por ciento. El uso de un agente de abultamiento también incrementa la integridad estructural de la mezcla y por consiguiente, su habilidad para mantener un camellón de forma adecuada. La porosidad de la mezcla es mejorada enormemente, lo cual a su vez mejora las características de aeración. Los agentes externos de abultamiento también pueden proporcionar una fuente de carbono para el proceso de composteo. La relación de carbono a nitrógeno (C/N) del lodo activado digerido está dentro del ámbito de 9 a 15:1. Si se utilizan trozos de madera como agente de abultamiento, la relación de C/N se incrementa hasta aproximadamente 20 a 30:1 dentro de la mezcla bajo composteo. El movimiento de aire por convección dentro de los camellones es indispensable para proporcionar oxígeno a los microorganismos. La reacción aerobia proporciona calor para elevar la temperatura de los camellones. Esto provoca que el aire suba, produciendo un efecto natural de chimenea. La tasa de intercambio de aire puede ser regulada controlando la porosidad y tamaño del camellón (421). El volteo de los camellones también introduce oxígeno a los microorganismos. Este método de aeración puede ser caro si se utiliza en forma excesiva, para obtener altas concentraciones de oxígeno y puede reducir la temperatura dentro del camellón. Como resultado de los procesos biológicos de descomposición, las temperaturas en la parte central del camellón alcanzan hasta 65°C. Temperaturas operativas de 60°C se pueden mantener en la parte central del camellón hasta por diez días. La temperatura en las capas exteriores es considerablemente menor y puede acercarse a condiciones atmosféricas. Durante periodos de lluvias y condiciones de invierno, la temperatura máxima puede ser tan sólo de 55°C a 60°C. El poder mantener una temperatura alta a través de toda la pila durante suficiente tiempo es importante para el control de patógenos. Un nivel satisfactorio de estabilización está indicado por una disminución de la temperatura, normalmente hasta 45°C a 50°C. Estas variaciones en temperatura se ilustran en la figura 6.32. Los Distritos de Saneamiento del Condado de Los Angeles compostean actualmente lodo primario digerido, centrifugado (23% sólidos) en camellones mezclado con composta reciclada (60% sólidos) en relación de 1:2.2 (peso seco). Una máquina de mezclado de composta es utilizada para voltear la mezcla. La composta reciclada es

209

adicionada al lodo antes de formar el camellón. Cada camellón deberá ser volteado dos o tres veces al día durante los primeros cinco días, para mezclar bien el material, minimizar olores y asegurar suficiente transferencia de oxígeno. El lodo luego es volteado una vez al día durante unos 30 días, dependiendo de las condiciones climatológicas. El sistema de camellones requiere de equipo mecánico grande, pesado y portátil para el manejo del material. La operación en Los Angeles requiere de cuatro máquinas para el mezclado y volteo de los camellones, capaces de voltear 3,084 t/h con una densidad de 1,120 kg/m³. Esto equivale a una capacidad volumétrica de 2,752 m³/h. Tres máquinas operan continuamente durante dos turnos al día. La cuarta máquina es requerida para proporcionar respaldo cuando alguna de las otras está en reparación. En caso de lluvia, las cuatro máquinas deberán operar en forma continua. Para iniciar un camellón, se coloca una capa de trozos de madera de 38 cm de espesor y 4.5 m de ancho sobre el área pavimentada. Se distribuye lodo (20% a 25% sólidos) sobre los trozos de madera en una relación de 1:3 por volumen. La máquina de composteo entonces mezcla el lodo con los trozos de madera. El camellón fue volteado cinco veces por semana, aplastado después de dos semanas a un espesor de 30 cm y gradado para un secado adicional, generalmente a más del 65% de sólidos. El material es removido del área de camellones y apilado durante 30 días adicionales para el curado. El curado fue requerido para mejorar la calidad de la composta y reducir adicionalmente patógenos.

Figura 6.32. Perfil de temperatura de un camellon tipico de composteo.

210

Los trozos de madera removidos durante la operación de cribado fueron reciclados y reutilizados como agente de abultamiento. El uso de un agente de abultamiento puede incrementar el costo del composteo substancialmente a menos que el agente de abultamiento sea a su vez un material de desperdicio (436). Parte del agente de abultamiento se consume en el proceso de oxidación biológica durante el composteo, y una parte importante en el proceso de cribado. a) Requerimientos de Energía Como ya se indicó, la reacción es autosostenible cuando la relación W es menor de diez. Más del 80% del calor desprendido por la reacción biológica es utilizado para evaporar la humedad relacionada con el lodo. En el proceso de camellones, los únicos requerimientos externos de energía son la gasolina para transporte, diesel para la operación de las máquinas de composteo y electricidad para el tratamiento del lixiviado y servicios en el sitio, incluyendo alumbrado. En un caso donde se utilizaron trozos de madera como agente de abultamiento, se han estimado las siguientes cifras de consumo de energía (437). Requerimientos de Operación por tonelada seca por día para una operación de

9 a 45 t/día Mano de Obra 1.8 a 3.0 horas Gasolina 4.5 litros Diesel 13.5 a 16.5 litros Electricidad 3.0 a 8.0 kWh (12 a 32 MJ)

Donde se utiliza composta terminada como agente de abultamiento y se practica mayor volteo de los camellones, se debe esperar mayor consumo de diesel. b) Impactos en la Salud Pública y Ambiente Numerosos estudios han indicado que el agua residual de una comunidad contiene organismos que reflejan las enfermedades endémicas predominantes localmente (438). Los patógenos acarreados por las aguas residuales no son desactivados por completo durante la digestión convencional del lodo y procesos de secado, y pueden persistir en el suelo durante periodos largos. La figura 6.33 muestra esta relación entre tiempo-temperatura-destrucción de patógenos en camellones (439, 440). Para muestras del interior, las concentraciones finales de coliformes logradas en composta han sido menores a uno por gramo, pero valores mayores para muestras exteriores han sido encontrados de manera consistente. Niveles muy bajos de virus, huevos de parásitos y Salmonella han sido detectados en la mayoría de las muestras de composta final.

211

Figura 6.33. Destruccion de organismos patogenos en funcion de tiempo y temperatura durante el composteo de lodo digerido mediante el metodo de

camellones. El reciclado de grandes cantidades de composta terminada, como agente de abultamiento proporciona un buen control de olores para lodos digeridos, siempre y cuando se mantengan bajo control los trastornos del proceso. La interrupción del volteo regular del lodo puede ocasionar problemas de olores, ya que los camellones se vuelven anaerobios rápidamente bajo estas circunstancias. Malos olores también se pueden generar durante periodos de alta precipitación pluvial, así como debido a un mal control o mezclado ineficiente. En sitios secos y con viento, se deben humedecer los camellones para evitar la generación excesiva de polvos. Un sistema de drenaje y recolección es requerido para el escurrimiento pluvial del sitio, debido a que el agua contaminada requiere de tratamiento. El escurrimiento puede ser retornado a la planta de tratamiento de aguas residuales. En Beltsville, un área boscosa adjunta al sitio fue regada por aspersión (421).

212

Los trabajadores en un sitio de composteo deberán evitar respirar los polvos. Protección respiratoria, como mascarillas, deberán ser utilizadas en los sitios de generación de polvo, y el área debe ser asperjada con agua durante los periodos secos. Individuos con un historial de padecimientos pulmonares no deben trabajar en operaciones de composteo. c) Ejemplo de Diseño Este ejemplo ilustra el procedimiento para una planta municipal de tratamiento de aguas residuales de 450 lps. El lodo primario y secundario digerido y desaguado (20% sólidos) es generado a una tasa de 0.24 kg/m³ peso seco. La instalación para composteo puede manejar 9 t/d a 20% sólidos, siete días por semana. La disponibilidad y costo de material biodegradable y terreno adecuado para la operación tendrán una fuerte influencia sobre el análisis económico del proyecto. Sin embargo, este ejemplo no considera estos parámetros económicos específicos de sitio. El diseño de esta instalación de composteo por camellones está basado en las siguientes suposiciones:

• El contenido de agua y peso total de la mezcla de composta será reducido aproximadamente en un 40 a 50% y el contenido de sólidos volátiles del orden de 20 a 40%. La densidad disminuirá por un 15 a 25% debido a evaporación.

• Los valores de las variables de proceso definidas previamente se suponen como sigue:

SC = 0.20 SR = 0.70 SA = 0.90 SM = 0.40 VC = 0.50 VR = 0.35 VA = 0.90 VM = 0.50 kC = 0.45 kR = 0.15 kA = 0.50 Si la mezcla tiene una alta relación de agua a materia orgánica degradable por peso (relación W>10), se agregará material biodegradable para disminuir W. La cantidad de composta terminada a ser reciclada puede ser calculada utilizando la ecuación 5-22.

( )( )

( )( ) dt

SSSSX

XMR

CMCR /3.30

40.070.020.040.045

=−−

=−

−=

Esto indica que si se va a obtener una mezcla con un contenido de humedad del 40%, se tienen que agregar 0.697 toneladas de composta terminada para cada tonelada de torta de lodo que se va a compostear. La relación W es revisada mediante la ecuación 5-23 para determinar si se va a compostear.

213

( ) ( )RRRRCCCC

RRCC

kVSXkVSXSXSX

W+

−+−=

11

( ) ( )

( )( )( ) ( )( )( ) 4.1415.035.070.03.3045.050.020.045

70.013.3020.0145=

+−+−

=

El valor calculado para W es demasiado alto, indicando que se requiere la adición de material biodegradable. El incrementar la tasa de reciclado para crear una mezcla de 50% sólidos (XR = 45 t/d) únicamente bajaría el valor de W a 13.5, debido a que la proporción de material orgánica biodegradable no aumenta significativamente en la mezcla. Suponiendo que una tonelada de material biodegradable por cada 10 toneladas de torta de lodo son agregadas a la mezcla, se puede calcular la tasa de reciclado con la ecuación 5-24:

( ) ( )( )

( ) ( )( ) dt

SSSSXSSX

XMR

AMACMCR /7.22

40.070.090.040.0520.040.045

=−

−+−=

−−+−

=

La cantidad de composta reciclada ha disminuido de 0.61 t/t a 0.5 t/t de torta de lodo. La relación W calculada utilizando la ecuación 5-25: La relación W también es calculada:

( ) ( ) ( )AAAARRRRCCCC

AARRCC

kVSXkVSXkVSXSXSXSX

W++

−+−+−=

111

2.990)(0.50)5(0.90)(0.5)(0.35)(0.122.7(0.70).50)(0.45)45(0.20)(0

0.90)-5(1 0.70)-22.7(1 0.20)-45(1=

++++

=

Esta mezcla de torta de lodo, compuesta reciclada y material biodegradable es autosostenible y se degradará adecuadamente. La figura 6.34 ilustra este proceso y muestra el balance de material. Un camellón de 2 m de altura, 20 m de largo y una base de 4.6 m es construido cada día. Se pueden hacer camellones más largos si estos son extendidos cada día con la mezcla que se va a compostear. El volumen final de composteo al concluir 6 semanas de volteo es aproximadamente el 65% del volumen original. En operación continua habría del orden de 11 camellones de 76 m de longitud. Cada camellón deberá ser volteado por lo menos 2 veces al día durante los 5 primeros días para mezclar por completo los materiales, minimizar olores y asegurar la transferencia de suficiente oxígeno. Después del periodo inicial de 5 días, los camellones deberán ser volteados con una frecuencia suficiente para mantener un

214

nivel adecuado de oxígeno y temperatura en el material bajo composteo. Esto depende de las condiciones climatológicas. Otras operaciones en el sitio deberán incluir un área de mezclado, edificio de mantenimiento y operaciones, área de curado para almacenar la composta terminada y suficiente terreno para manejar todas las demás operaciones de sitio y futura expansión. El equipo requerido para la operación incluye una máquina para el volteo de los camellones; un cargador frontal para la preparación del sitio, desmantelamiento de las pilas y cargado de los camiones de transferencia; y camiones de transferencia para acarrear el lodo y material biodegradable hasta la instalación de composteo y llevarse la composta terminada. Un diseño óptimo de camellones logrará lo siguiente:

• Minimizar los costos de acarreo y manejo

• Maximizar el uso del equipo existente en la operación de composteo

• Minimizar la adición de material biodegradable, que incrementa el costo y no es recuperable

• Maximizar el contenido de sólidos de la torta de lodo digerido y desaguado,

para minimizar la cantidad de composta reciclada utilizada para el control de humedad y también reducir la cantidad de material biodegradable requerida. El costo de desaguado no deberá exceder el ahorro obtenido en la instalación de composteo.

215

Figura 6.34. Diagrama de flujo de proceso – composteo de lodo en camellones

planta de lodos activados de 440 lps. d) Curvas de Costos A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

216

Curva 6.9. Composteo en camellones, costo base total.

Curva 6.10. Composteo en camellones, gastos de operación y mantenimiento.

6.5.3.2. Proceso de Pilas Estáticas Aereadas Se desarrolló un sistema de pilas estáticas aereadas para eliminar muchos de los requerimientos de terreno y otros problemas relacionados con el proceso de composteo por camellones y permitir el composteo de lodo crudo. Este sistema

217

consiste de los siguientes pasos: mezclado de lodo con un agente de abultamiento; construcción de la pila de composteo; composteo; cribado de la mezcla composteada; curado; y almacenamiento. En la figura 6.35 se muestra un diagrama de una pila aereada para el composteo de lodo. El método de aire forzado proporciona una operación más flexible y control más preciso de oxígeno y temperatura en la pila, que el que se puede obtener con un sistema de camellones. Como el tiempo de composteo tiende a ser ligeramente más corto y las condiciones anaerobias se pueden evitar más fácilmente, el riesgo de olores se ve reducido. Se han desarrollado dos métodos distintos de pilas estáticas aereadas, la pila aereada individual y la pila aereada extendida. a) Pilas Aeradas Individuales La pila aereada individual puede ser construida en una forma similar al método de Beltsville, en el cual un anillo de tubería plástica perforada, de 10 a 15 cm de diámetro es colocada sobre la zona de composteo, orientada longitudinalmente y centrada debajo de la punta de la pila bajo construcción. Para evitar cortos circuitos de aire, la tubería perforada termina por lo menos de 2 a 3 metros dentro de los extremos de la pila. Se utiliza una tubería sin perforaciones para conectar los extremos más allá de la base de la pila con el soplador (Figura 6.36). Una capa de agente de abultamiento entre 25 y 20 cm de espesor es colocada tanto sobre la tubería como el área a ser cubierta por la pila. Esta base facilita el movimiento y distribución uniforme de aire durante el composteo y absorbe la humedad excesiva que de otra manera se condensa y drena de la pila (438). En Beltsville se utiliza un mezclador o cargador frontal para mezclar un volumen de torta de lodo con 22% de sólidos y 2 volúmenes de agente de abultamiento. La mezcla resultante contiene 40% sólidos y es colocada sobre la base preparada con el cargador frontal para formar una pila con sección transversal triangular de 4.6 m de ancho por 2.3 m de altura. La pila es cubierta completamente con una capa de 30 cm de composta curada y cribada o una capa de 40 cm de composta sin cribar. Esta capa exterior de composta proporciona aislamiento y evita que escapen olores durante el composteo. El lodo sin estabilizar puede generar olores durante su manejo y construcción inicial de la pila. El acondicionamiento con cal durante el desaguado sin embargo puede minimizar esta condición. La tubería sin perforar es conectada a un soplador de 1/3 de HP (0.25 kW) y 150 L/s, que es controlado mediante cronómetro (447). Condiciones aerobias de composteo son mantenidas si se mantiene un flujo intermitente de aire a través de la pila. La secuencia del cronómetro para el soplador es de 5 minutos prendido y 15 apagado. Para una pila de 17 m de largo, que contiene hasta 73 toneladas de lodo húmedo. Si la tasa de aereación es demasiado

218

alta o el soplador permanece prendido demasiado tiempo, la pila se enfría y el proceso termofílico se inhibe (431).

Figura 6.35. Configuracion para pilas aeradas individuales.

Figura 6.36. Configuracion de tuberia de aeracion para pila aerada individual.

El aire efluente de la pila es conducido a una pequeña pila de composta curada y cribada en forma de cono a manera de filtro de 1.2 m de altura y 2.5 m de diámetro, donde los gases con malos olores son absorbidos. La capacidad de retención de olores de estas pilas es inhibida si su contenido de humedad es mayor del 50%. La pila filtro deberá contener 0.21 m³ de composta cribada por cada tonelada de lodo en

219

la pila bajo composteo. Las pilas filtro a veces son construidas con una capa base (10 cm) de trozos de madera para evitar sobre presiones altas en el soplador. Los requerimientos de terreno son estimados a razón de una hectárea por cada 7 a 11 toneladas de lodo tratado. La cifra inferior incluye espacio para recolección de escurrimientos, administración, estacionamiento y almacenamiento general. El área real de composteo (área de mezclado, pilas aereadas, área de cribado, área de secado y área de almacenamiento) se estima en 1 ha por cada 11 toneladas de lodo (438). b) Pilas Aeradas Extendidas Para hacer más efectivo el uso del espacio disponible, otra configuración de pila estática denominada la pila aereada extendida ha sido desarrollada. Se construye una pila inicial con una sección transversal triangular, utilizando la producción de lodo de un día. Solamente un lado y los extremos de esta pila son cubiertos con composta curada y cribada. El otro lado es espolvoreado con 0.5 cm de composta para control de olores durante la noche. Al día siguiente, se coloca tubería adicional de aereación sobre la zona paralela al costado espolvoreado de la pila inicial. La cama de la pila es extendida cubriendo la tubería adicional con más agente de abultamiento y mezcla de lodo con agente de abultamiento de tal manera que se forma una pila continua o extendida. Este proceso se repite diariamente durante 20 días. La primera sección es removida después de 21 días. Después de haber removido 7 secciones en secuencia, hay suficiente espacio para la operación del equipo de tal manera que se puede iniciar una nueva pila extendida. La figura 6.37 muestra dicho sistema. El requerimiento de área de un sistema de pila extendida es del orden de un 50% menor al de pilas individuales. La cantidad de agente de abultamiento reciclado requerido para cubrir la pila y utilizado en la construcción de la base también es reducido en un 50 por ciento. c) Estado Actual Después del arranque, las temperaturas en pilas aereadas son de 70°C; y después de lograr condiciones estables, las temperaturas mínimas normalmente son de 55°C. Cuando las pilas son construidas adecuadamente, ni el exceso de lluvia ni bajas temperaturas ambientales afectan adversamente el proceso de composteo (447). Actualmente el mayor interés sobre el composteo de lodos está centrado en esta técnica. La aplicabilidad de este sistema en el tratamiento de lodos sin digerir le proporciona una ventaja muy importante sobre el método de camellones. Otras ventajas son un mayor control de olores, mayor inactivación de organismos patógenos y uso de menor cantidad de terreno. La técnica de pila aereada expone a todo el lodo a una temperatura uniforme. Los costos de capital también son menores

220

para el sistema de pila aereada, pero los costos de operación tienden a ser mayores debido al costo del agente de abultamiento. d) Suministro de Oxígeno Abanicos centrífugos proporcionan en forma eficiente la presión necesaria para mover el aire a través de la composta y pilas filtro. La variación de la presión del soplador es necesaria para condiciones óptimas y constituye un parámetro de operación específico del sitio. La concentración de oxígeno en la pila deberá ser mantenida entre un 5% y 15%; esto se puede lograr con una tasa de aeración del orden de 15.6 m³/h/t de lodo seco. Si la pila se enfría a esta tasa de aeración, se deberá reducir el flujo de aire. Los ciclos de aeración de 20 a 30 minutos, con el abanico en operación durante una 1/10 a 1/2 del ciclo, se han mostrado satisfactorios (438). Mientras el abanico no está operando, el efecto natural convectivo de chimenea, típico de camellones, se lleva a cabo. En la ausencia de aeración forzada, este efecto produce el calentamiento de las orillas exteriores, destruyendo patógenos con mayor efectividad. El aire húmedo forzado a través de la pila se condensa en las secciones ligeramente más frías. Cuando suficiente condensado se acumula, éste se drena de la pila y lixivia material del lodo. No hay datos disponibles sobre las características del combinado de lixiviado y agua condensada; la cantidad puede, sin embargo, variar desde 22 hasta 75 l/día por pila con 38 m³ de lodo durante clima seco (448).

Figura 6.37. Configuracion de una pila aereada extendida

e) Agente de Abultamiento Los agentes de abultamiento en el sistema de composteo de pilas aeradas sirven principalmente para mantener la integridad estructural y porosidad de la pila. La cantidad de agente de abultamiento externo requerido es determinada por la necesidad de apoyo estructural y porosidad. Los requerimientos de control de humedad no son tan críticos como una porosidad adecuada; por tanto, la humedad del lodo puede variar considerablemente siempre y cuando se agregue suficiente

221

agente de abultamiento para asegurar una porosidad adecuada. Los factores de diseño mencionados para camellones no son aplicables en este caso (436). Trozos de madera y otros agentes de abultamiento también disminuyen el contenido de sólidos volátiles de la mezcla bajo composteo; la volatilidad de trozos de madera nuevos y reciclados ha sido reportada como del 90% y 86%, respectivamente (437). La contribución real de los trozos de madera es limitada debido a que su tasa de composteo es menor. Cuando los trozos de madera son mezclados con lodo sin estabilizar, resulta una volatilidad promedio del orden de 75%; ésto está en exceso de la volatilidad del 40% al 50% lograda en la mezcla de lodo digerido y composta reciclada. El contenido volátil no es, por tanto, un factor limitante en el composteo de pilas aeradas de lodo sin estabilizar, como puede serlo en el sistema de camellones de lodo digerido. f) Requerimientos de Energía Los costos de energía para el composteo en pilas aeradas es una fracción pequeña de los costos globales de operación. A continuación se listan los requerimientos de mano de obra, agente de abultamiento externo, gasolina para vehículos pequeños, diesel para los cargadores frontales y electricidad para el tratamiento del lixiviado (437). Requerimientos de Operación por tonelada seca por día para una operación de 10 a 50 ton/día (20% lodo) Mano de Obra 1.5 a 2.8 horas Trozos de Madera 2 a 6 m³ Gasolina 4 litros Diesel 10 a 14 litros Electricidad 7.5 a 17.5 kWh (30 a 70 MJ) g) Impactos en la Salud Pública y Ambiente Aunque Salmonella, coliformes fecales y totales inicialmente aumentan en número, éstos se reducen a niveles no detectables al décimo día del composteo. El almacenamiento en una pila de curado durante 30 días termina la destrucción de los virus o reduce el número un nivel sumamente pequeño (438). La Figura 6.38 muestra la relación tiempo-temperatura-destrucción para patógenos en pilas aeradas (439). El control de olores es principalmente una consideración ambiental en la operación de un sistema de composteo por pilas aeradas. Un buen control de olores resulta de un mezclado oportuno del lodo y agente de abultamiento y la formación de la pila aerada. Además, grumos de material o charcos de líquido no se debe permitir que permanezcan en el área de mezclado. La capa de composta no debe presentar secciones delgadas o huecos. El transporte del aire para la aeración entre el soplador y las pilas para filtrar olores deberá estar a prueba de fugas. El contenido de

222

humedad dentro de las pilas para filtrar olores se deberá mantener menor a un 50 por ciento. Se deberá recolectar y tratar el lixiviado, condensado y escurrimiento de las pilas tan pronto como sea posible. La composta deberá ser curada adecuadamente antes de removerla del área, y cualquier material no estabilizado deberá ser reciclado hacia el proceso de composteo para tratamiento adicional. h) Ejemplo de Diseño Este ejemplo de diseño está basado en un sistema de composteo de lodo tipo Beltsville, que utiliza tecnología existente y criterios de diseño disponibles. El ejemplo es específico para una planta de tratamiento secundario de 450 lps de agua residual municipal. El peso y volumen de lodo y agente de abultamiento en varios puntos del proceso deberá ser conocido de tal manera que la capacidad de flujo volumétrico de la instalación de composteo pueda ser determinada. Las decisiones básicas de diseño incluyen la relación de agente de abultamiento a lodo y la relación de agente de abultamiento nuevo a reciclado. El balance de materiales en este ejemplo está basado en las siguientes suposiciones:

• El lodo a ser composteado consiste en 50 ton húmeadas por día, siete días a la semana, sin digestión.

• Los trozos de madera son adicionados al lodo húmedo a razón de 2 m³/m³. • Se recuperan tres cuartas partes de los trozos de madera mediante cribado y

reúso. • El contenido de agua y peso total de la mezcla de composta es reducido en

aproximadamente 30% a 40% y el contenido de sólidos volátiles es reducido en un 10% a 15%. La densidad aumenta en 15% a 20% debido a la evaporación.

• Se utilizará el sistema de pila aerada extendida. Existe relativamente poca información sobre la densidad bruta del lodo. Pruebas realizadas en Beltsville, para un estudio de ingeniería de una instalación a gran escala, proporcionaron algunos datos básicos sobre la densidad bruta del lodo y trozos de madera. Las siguientes densidades brutas fueron utilizadas en este ejemplo de diseño (439): Densidad Bruta Constituyente kg/m³ Lodo Desaguado (20% sólidos) 960 Trozos de Madera Nuevos 300 Trozos de Madera Reciclados 360 Composta Cribada 519 Composta Sin Cribar 600

223

Figura 6.38. Destruccion de organismos patogenos en funcion de tiempo y

temperatura durante el composteo de lodo sin digerir por el metodo de pilas aeradas

También se supone que las variables del proceso tienen los siguientes valores: SC = 0.20 SB = 0.70 SR = 0.70 VC = 0.75 VB = 0.90 VR = 0.80 kC = 0.45 kB = 0.10 kR = 0.10 El composteo de lodos operará cinco días por semana, 8 horas por día, utilizando el método de pila aerada extendida estática. El volumen que será composteado por día laboral será como sigue:

trabajodíapor húmedas ton 70 trabajodías 5semana días 7

semana día húmedas ton 50

=x

224

Se supone que el lodo desaguado llega al sitio 5 días por semana de la operación de desaguado, que sólo opera 5 días a la semana. Se proporciona almacenamiento de igualación, para cubrir la operación del fin de semana en la planta, para el lodo en estado líquido aguas arriba del proceso de desaguado. La cantidad de trozos de madera nuevos y reciclados puede ser calculada utilizando las Ecuaciones 5-26 y 5-27 y suponiendo f1 = 0.75 y f2 = 0.25; XR = (1-0.25)(0.75)70 = 39.4 ton/día XB = (0.75)70 - 39.4 = 13.1 ton/día La relación W puede ser calculada utilizando la Ecuación 5-21:

0.90.8)(0.1)13.1(0.7)( 0.9)(0.1)39.4(0.7)(75)(0.45)70(0.2)(0.

0.7)-13.1(1 0.7)-39.4(1 0.2)-70(1=

++++

=W

Como W es menor de 10, no se requiere la adición de materia orgánica complementaria. El volumen diario de composta es calculado utilizando los valores supuestos anteriormente señalados: Constituyente Masa (t/d) Volumen (m³/d) Lodo Desaguado 70 7.5 Trozos de Madera Nuevos 13.1 52.4 Trozos de Madera Reciclados 39.4 131.3 Total 122.5 271.2 La pila tendrá 2.4 m de altura y 15 m de largo. Cada día, la pila será extendida 5.6 m. La cantidad de trozos de madera nuevos requeridos para construir 30 cm de colchón para la composta es como sigue: (15)(5.6)(0.3) = 25.2 m³/día Se requiere composta sin cribar para cubrir cada día la pila. Esta capa será de 0.45 m de espesor: (15)(5.6)(0.45) = 37.8 m³/día La figura 6.39 presenta el diagrama de flujo del proceso para una instalación de composteo con pilas aeradas extendidas y resume el diseño de balance de materiales.

225

Aproximadamente 76 m de tubería perforada para aeración de 10 cm de diámetro, 15 m de tubería sin perforar, tres conectores de 10 cm y una unidad de soplador/controlador con protección contra los elementos y sistema de recolección de condensados es requerida para cada pila. Sólo un soplador de 160 lps será utilizado para forzar aire en la pila. En general, el soplador tendrá una capacidad mínima de 1.3 lps/ton húmeda de lodo en la pila diaria. La tubería sin perforar deberá ser utilizada para conectar el circuito de tubería de aeración con el soplador. El aire expelido será filtrado en una pila de composta cribada. La pila de filtro contendrá por lo menos 1 m³ de material por cada 35 ton de lodo en la pila diaria o 3 m³ para este diseño. La figura 6.40 ilustra el diseño de este ejemplo. Los requerimientos mínimos de área para varios componentes de sitios de composteo son los siguientes:

Figura 6.39. Diagrama de flujo de proceso para instalacion de pilas extendidas

para composteo de lodo – planta de lodos activados de 440 lps.

226

Figura 6.40. Ejemplo de diseño de construccion de pila de aeracion extendida

REQUERIMIENTOS MINÍMOS DE ÁREA DE COMPOSTEO 50 ton húmedas/día 10 ton secas/día Area Requerida Función Metros Cuadrados Descarga de camión y mezclado 465 Composteo (28 d)(50)(5.6)(1.15 exceso) 2,792 Composta sin cribar 931 Secado y cribado 1,862 Curado y almacenamiento de composta (60 días)(153 m³/d)(27 t húmedas) (3 m de profundidad) + exceso 3,071 Almacenamiento de trozos de madera nuevos (60 días)(67 m³/d)(27 t húmedas) (3.6 m de profundidad) + exceso 1,396 Subtotal 10,517 Edificio de mantenimiento, edificio de operación y laboratorio, comedor y área de casilleros 372 Estacionamiento empleados y visitantes 465 Almacenamiento diverso 93 Subtotal 930 Gran total 11,447

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Nota: 11,447 m³ = 1.14 ha. Utilización del suelo = 14.8 t/ha. El terreno global requerido es del orden de 1.2 ha, que equivale a 0.07 ha/ton/día de sólidos de lodo seco composteado. Una reducción en el agente de abultamiento disminuye el área requerido. Aunque la porosidad es un factor clave para la pila aerada, el control de la humedad es importante para una operación con éxito del sistema de composteo. Para el composteo bajo condiciones óptimas, la mezcla de composta deberá tener un contenido de sólidos no menor al 40% o mayor al 50 por ciento. Aproximadamente 4 lps de aire/ton de sólidos secos es requerida. En Beltsville, ésta se suministra mediante un abanico centrífugo, operando a un diferencial de presión de 5 pulgadas de agua (1.25 kN/m³) (437). El sistema de Bangor, Maine utiliza un soplador de 1/3 de caballo de potencia (0.25 Kw) tasado a 158 lps a 5 pulgadas de presión de agua para cada pila de 38 m³ de lodo y 114 m³ de agente de abultamiento (426). Los sopladores son operados en forma intermitente para mantener el nivel de oxígeno entre 5% y 15% y obtener una temperatura lo más uniforme posible. El área de composteo deberá estar pavimentado. Probablemente el diseño más eficiente en una instalación permantente involucra el uso de sistemas fijos de aeración y drenaje. La tubería de aeración y sistema de drenaje pueden ser colocados en zanjas dentro de las zonas para composteo y los sopladores en estructuras protegidas y equipadas con trampas de agua y controles. Las desventajas de este tipo de sistema combinado son el alto costo inicial y la menor flexibilidad de operación. La posible eliminación de la capa de 30 cm de trozos de madera sobre la cual se forma la pila y la tubería de plástico desechable procesada en las cribas es una ventaja potencial de las zanjas fijas para tubería de aeración. Se requieren especiales precauciones para mantener libres de taponamiento a la tubería centralizada de aeración y las zanjas de drenaje y proporcionar drenaje para el agua condensada. Las pilas filtros de olores deberán ser reemplazadas periódicamente. Las pilas filtro son reemplazadas cada segundo mes en Bangor; durante la época de clima frío, el sistema ha operado sin problemas significativos de olores sin pilas filtro. En Beltsville, la pila filtro es reemplazada cada vez que se desbarata la pila de composta. Después de formar las pilas, éstas deberán ser cubiertas con una capa de composta o trozos de madera, como aislante y para evitar que el polvo, que es producido por el secado excesivo de la capa exterior de la pila, sea dispersado por el viento. La mayoría de las instalaciones para producir composta utilizan una capa base de agente de abultamiento o composta sin cribar para cubrir la tubería de aeración. Sin embargo, las pilas construidas en Bangor fueron construidas sin una capa base especial; la mezcla de lodo con agente de abultamiento fue colocada directamente sobre la tubería de aeración.

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Cribas giratorias o vibradoras son utilizadas comúnmente para separar los trozos de madera y reutilizarlos. La composta que contiene trozos de madera con un contenido de humedad mayor del 40% al 50% puede ser difícil de cribar; la operación, por tanto, no se realiza en días lluviosos. Se deberá permitir el secado de la composta si el contenido de sólidos es menor del 50 por ciento y las cribas deberán tener el tamaño suficiente para manejar un gran volumen de composta durante los días soleados. i) Curvas de Costos A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

Curva 6.11. Composteo con aereacion mecanica, costo base total.

229

Curva 6.12. Composteo de lodos con aereacion mecanica, gastos de operación

y mantenimiento. 6.6.TANQUES IMHOFF Los tanques Imhoff se usan en comunidades pequeñas para las corrientes de aguas residuales crudas en el orden de 945 m³/día. Como se muestra en la figura 6.41, los tanques Imhoff consisten en un compartimiento superior que funciona como un tanque de sedimentación y un compartimiento inferior sin calentamiento donde los lodos sedimentados se estabilizan anaerobiamente. La corriente del efluente fluye por un vertedero que se encuentra en la pared lateral hacia un canal y el gas es venteado a la atmósfera a través de tuberías que se encuentran a lo largo del tanque. Los lodos digeridos se extraen del tanque periódicamente por gravedad. Los tanques Imhoff no tienen ningún tipo de equipo mecánico y generalmente requieren poco mantenimiento; sin embargo, tienen problemas de operación, incluyendo la periódica generación de espumas malolientes, la excesiva acumulación de natas en las gases de venteo y la producción de lodos ofensivos. El calentamiento del compartimiento inferior del tanque no es económicamente viable, ya que el calor se disiparía a través de los venteos de gas hacia el compartimiento de sedimentación. Por lo tanto, el volumen del tanque requerido rebasa el que se necesita p[ara tanque separados calentados. Los tanque Imhoff tienen un futuro limitado, sin embargo pueden considerarse un alternativa barata para la adición de un tratamiento primario a los tanque sépticos o sistemas de lagunas de estabilización existentes.

230

La incluye los parámetros de diseño para los tanques Imhoff y la figura 6.41 muestra un diseño típico. Los tanques Imhoff convencionales son generalmente rectangulares, aunque existen tanques circulares. Los tanques Imhoff no se deben instalar cerca de zonas residenciales ya que se ventean gases malolientes a la atmósfera. Se debe tener un canal con diversos puertos que descargue detrás de una mampara y que inicie un patrón de flujo constante a través del compartimiento para evitar cortos circuitos. Los vertederos de salida deben ser en forma V y extenderse a través del ancho del compartimiento de sedimentación. Como en otros procesos unitarios, un tanque en paralelo puede proveer la capacidad de reserva que se necesite. Todas las paredes que se encuentre por debajo del nivel del líquido deben estar aisladas con tierra para mantener la temperatura arriba de los 15°C para prevenir la formación de espuma durante la temporada caliente de primavera. La extracción de los lodos debe estar limitada a dos veces al año para asegurar el tiempo adecuado de estabilización del lodo.

Figura 6.41. Tanques imhoff tipicos con detalles de diseño: (a) plano y (b)

seccion.

231

Tabla 6.22. Criterios de diseño tipicos para tanques imhoff sin calentamiento PARAMETRO DE DISEÑO VALOR RANGO TIPICO Compartimiento de Sedimentacion Tasa de Derramamiento en hora pico, m³/m².d Tiempo de Retención, horas Relación de largo y ancho Relación de pendiente del compartimiento de sedimentación Abertura de la ranura, mm Sobresaliente de la ranura, mm Mampara para natas Sobre la superficie, mm Bajo la superficie, mm Altura libre, mm Area de venteo de gases Area de la superficie, % del total Ancho de la aberturaa, mm Sección de digestión Volumen (sin calentameinto), capacidad de almacenamiento, m³/capita Volumenb

Tubería de extracción de lodo, mm Profundidad debajo del slot a la superficie del lodo, m Profundidad del tanque Superficie del agua al fondo del tanque, m

25-41 2-4 2:1-5:1 1:25:1-1:75:1 153-305 153-305 255-407 305 457-610 15-30 457-762 0.06-0.1 203-305 0.30-0.91 7.32-9.75

33 3 3:1 1:5:1 254 254 305 305 610 20 610 6 meses de lodo 0.07 254 0.61 9.14

a El ancho mínimo de la abertura debe ser de 457.2 mm para permitir que una persona entre a limpiar b Basado en un periodo de digestión de 6 meses

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7.MÉTODOS NATURALES PARA EL DESAGUADO DE LODO 7.1.INTRODUCCIÓN El desaguado natural de lodos es uno de los primeros métodos para reducir el contenido de agua de lodos antes de disposición final; incluye el uso de lechos de arena abiertos o cubiertos y otros tipos de lechos de secado. El costo y disponibilidad de terreno, los impactos estéticos de grandes áreas de lechos, y la extensa mano de obra requerida para remover el lodo son factores que obstaculizan el uso de procesos naturales en muchas plantas grandes. Los costos de energía, sin embargo, son más bajos que los de sistemas alternativos, además han sido eficientados mediante mejores métodos de remoción de lodos, uso de polímeros y otras consideraciones de diseño. Los lechos de arena son menos sensibles a la concentración de sólidos influentes y pueden producir un lodo más seco que cualquier método con dispositivo mecánico. La tabla 7.1 relaciona algunas de las ventajas y desventajas del método de los lechos de secado.

Tabla 7.1. Ventajas y desventajas de los lechos de secado de lodos. Ventajas Desventajas

Donde no es necesario un control Carece de enfoque racional de diseño, para estricto de lixiviados, con re- análisis económico confiable cubrimientos, y hay terreno Requerimiento grande de terreno.

disponible, el costo inicial es Requerimiento de lodo estabilizado bajo para plantas pequeñas. Impacto de los efectos del clima sobre el

Bajo requerimientos de operación diseño. y capacitación. Alta visibilidad al público en general.

Bajo consumo de energía eléctrica Alta mano de obra para la remoción del lo- Baja sensibilidad a la variabili- do seco.

dad del lodo. Tramitación de permisos y preocupación de Bajo consumo de químicos. posible contaminación del agua subterrá-

Alto contenido de sólidos en la Costos de combustible y equipo para la lim- torta seca de lodos. pieza de los sistemas de lechos.

Molestias por olores y visuales. El secado en arena es un proceso que requiere más mano de obra y terreno. Sin embargo, las frecuentes reparaciones y los altos costos de inversión inicial de los sistemas mecánicos, hacen más atractivo el secado en arena, donde hay disponibilidad de terreno y condiciones ambientales aceptables. El costo adicional del recubrimiento y el monitoreo de la calidad del agua subterránea para los sistemas de lechos puede incrementar mucho los costos.

233

7.2.LECHOS DE SECADO DE ARENA El lodo sobre los lechos de arena pierde el agua por medio de drenado y evaporación. Primero, el agua se drena a través del lodo hacia la arena y se remueve por los bajo drenes, normalmente dura unos cuantos días, y continúa hasta que la arena se tapona o hasta que toda el agua libre se ha drenado. Una vez que se ha formado una capa de lodo sobrenadante, la decantación remueve el agua superficial, especialmente agua pluvial. La decantación también puede ser necesaria para la remoción de agua liberada mediante el tratamiento químico de los lechos de secado. El agua que permanece después del drenado inicial y decantación es removida por evaporación. 7.2.1.Lechos Convencionales Cada lecho está diseñado para contener, en una o más secciones, el volumen completo de lodo a ser removido del digestor o reactor aerobio en una sola purga. Los elementos estructurales del lecho incluyen las paredes laterales, bajo drenes, capas de arena y grava, particiones, decantadores, canal de distribución de lodo, rampas y pasillos, y posiblemente cubiertas de lechos (Figura 7.1). 7.2.1.1.Paredes Laterales La construcción arriba de la superficie de arena deberá incluir una pared vertical con un bordo libre de 0.5 a 0.9 metros. Las paredes pueden ser de tierra con pasto; tablones de madera, preferentemente tratados para evitar pudrición; viguetas de concreto; o concreto reforzado o bloques de concreto colocados alrededor de los extremos de la superficie de arena y extendidos hacia el bajo dren de grava, como una manera de evitar la penetración de hierbas y pasto. 7.2.1.2.Bajo Drenes Los bajo drenes, que generalmente están construidos de tubería perforada de plástico o arcilla vitrificada, tienen pendiente hacia un colector principal o tubería de salida. La tubería principal del bajo dren deberá tener no menos de 100 mm de diámetro y una pendiente mínima de 1%. La distancia entre la tubería deberá ser entre 2.5 a 6 m y deberá tomar en cuenta el tipo de vehículos utilizados para remover el lodo de tal manera que se evite dañar el bajo dren. Las piezas laterales que alimentan la tubería principal deberán tener una separación de 2.5 a 3 m. En el caso de que las infiltraciones pongan en peligro el agua subterránea, se deberá sellar el piso de tierra con una membrana impermeable. El área alrededor del sistema de bajo dren deberá estar rellenado con grava gruesa.

234

Figura 7.1. Lecho de secado de arena tipico.

7.2.1.3.Capa de Grava La capa de grava deberá ser graduada a una profundidad de 200 a 460 mm, con el material relativamente grueso en el fondo. Las partículas de grava deberán variar en diámetro de 3 a 25 mm. 7.2.1.4.Capa de Arena La profundidad de la capa de arena varía de 200 a 460 mm; sin embargo, se sugiere una profundidad mínima de 300 mm para asegurar un buen efluente y reducir las pérdidas de arena debido a las operaciones de limpieza. La arena debe tener partículas limpias, duras, resistentes y libres de arcilla, limo, polvo u otra materia extraña; un coeficiente de uniformidad no mayor de 4.0, pero de preferencia abajo de 3.5; y un tamaño efectivo de los granos de arena entre 0.3 y 0.75 mm. Se puede utilizar también grava pequeña y carbón de antracita triturado a tamaño efectivo de 0.4 mm. 7.2.1.5.Particiones Para la remoción manual del lodo, los lechos de secado están divididos en secciones de 7.5 m de ancho, pero depende del método de remoción utilizado. Los lechos han sido construidos con longitudes de 30 a 60 m. Sin embargo, si se va a usar polímero la longitud no deberá exceder de 15 a 25 m, para evitar problemas de distribución del lodo. El ángulo de reposo para muchos lodos tratados con polímeros puede ser tan plano como 1:120, pero el ángulo puede ser mucho mayor.

235

Las particiones pueden ser de terracería o paredes construidas con bloques de concreto, concreto reforzado, tablones y postes ranurados. En caso de utilizar tablones, éstos deberán extenderse entre 80 y 100 mm abajo de la superficie de la capa de arena y los postes deberán extenderse de 0.6 a 0.9 m abajo del fondo de la capa de grava. 7.2.1.6.Decantadores Se deberá instalar un método para decantar el sobrenadante, ya sea en forma continua o intermitente, en el perímetro del lecho. Los decantadores son útiles en el caso de lodos secundarios relativamente diluidos, lodos tratados con polímero y en la remoción de agua pluvial. En la figura 7.2 se muestran ejemplos de decantadores.

Figura 7.2. Tipica tuberia de decantacion: (a) planta y (b) elevación

7.2.1.7.Canal de Distribución de Lodo El lodo líquido puede ser aplicado a las distintas subdivisiones de los lechos a través de conductos cerrados o tubería a presión con válvulas en las salidas de cada sección de lecho, o a través de un canal abierto con aberturas laterales controladas mediante compuertas manuales. El canal es más fácil de limpiar después de cada uso. Con cualquier tipo, se requiere una losa de concreto de 130 mm de espesor y 0.9 m de superficie para recibir el lodo y evitar la erosión de la superficie de arena. 7.2.1.8.Rampas Y Pasillos Para la remoción de la torta seca de lodo con camión, se requieren rampas y pasillos de concreto a lo largo del eje central de cada sección (Figura 7.3).

236

Las losas de los pasillos de concreto son estrechas para minimizar la compactación de la superficie de la arena; están formadas para ayudar a mantener las ruedas de los camiones sobre las dos tiras.

Figura 7.3. Lecho de secado con pistas y rampa

7.2.1.9.Cubiertas para los Lechos Los lechos se pueden cubrir con plástico reforzado con fibra de vidrio (Figura 7.4). Los techos colocados solamente sobre la parte superior del lecho protegen al lodo de la precipitación, pero proporcionan poco control de temperatura. Los lechos totalmente cubiertos, en cambio, permiten mayor número de ciclos por año en la mayoría de los climas, debido a un mejor control de temperatura. Los lechos cubiertos normalmente requieren menos área que los abiertos. Sin embargo, si las condiciones climatológicas son favorables en los lechos abiertos la humedad de la torta se evapora más rápido. Una combinación de lechos abiertos y cubiertos puede lograr un uso más eficiente de las instalaciones para el secado de lodos. 7.3.CONSIDERACIONES DE DISEÑO DEL SISTEMA La operación de lechos de secado depende de:

• La concentración de sólidos del lodo aplicado, • La profundidad del lodo aplicado, • La pérdida de agua a través del sistema de bajo dren,

237

• El grado y tipo de acondicionamiento y digestión del lodo, • La tasa de evaporación (que es afectada por muchos factores ambientales), • El tipo de método de remoción utilizado, y • El método de disposición final utilizado.

Todas las consideraciones específicas al sitio mencionadas arriba determinan la carga óptima de lodos, requerimientos de área y otros criterios de diseño para determinado lecho. 7.3.1.Requerimientos de Área En la tabla 7.2 se muestran los criterios "per capita" comúnmente utilizados para el dimensionamiento de los lechos de secado. Los requerimientos de área son mayores para los lodos combinados más delgados que prevalecen hoy en día (típicamente, 2.5 a 4% comparados con 7% anteriormente). La experiencia indica que un mínimo de 0.35 a 0.50 m2/cap es necesario debido a estos cambios en las características de los lodos.

Figura 7.4. Lecho de secado cubierto con estructura de fibra de vidrio:

Vista interior y b) vista exterior

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Tabla 7.2. Resumen de criterios de diseño para lechos de arena para secado

lodo digerido anaerobiamente sin acondicionamiento quimico Lechos Descubiertos Área de Lecho

Fuente Inicial Área Carga de Sólidos Cubiertoa de Lodo (m²/cap) (kg/m²/año) (m²/cap) Primario

Referencia 31 0.09 134 Referencia 32 0.09 - 0.14 0.07 - 0.09 Referencia 33

Latitud N 45°N 0.12 0.09 Entre 40° - 45°N 0.1

Latitud S40°N 0.07 0.05 Primario más Químicos

Referencia 31 0.2 110 Referencia 32 0.18 - 0.21 0.09 - 0.12 Referencia 33

Latitud N45°N 0.23 0.173 Entre 40° - 45°N 0.18 0.139

Latitud S40°N 0.14 0.104 Primario más Filtro Rociador de Baja Tasa

Referencia 34 0.15 110 Referencia 31 0.15 110 Referencia 32 0.12 - 0.16 0.09 - 0.12

Latitud N 45°N 0.173 0.145 Entre 40° - 45°N 0.139 0.116

Latitud S40°N 0.104 0.086 Primario más Lodo Activado Purgado

Referencia 34 0.28 73 Referencia 31 0.28 73 Referencia 32 0.16 - 0.23 0.12 - 0.14 Referencia 33 Latitud N45°N 0.202 0.156

Entre 40° - 45°N 0.162 0.125 Latitud S40°N 0.122 0.094 Referencia 35 0.32 - 0.51 35 - 59

a - Sólo hay cargas superficiales para lechos cubiertos. La cantidad de sólidos secos desaguados al año se calcula utilizando la ecuación 6-1:

DSS = SV * SS * SSG * 1000 * 1000 ÷ 100 (6-1) donde, DSS = sólidos secos desaguados al año, kg/año SV = gasto volumétrico de lodos, miles de m³/año SS = contenido de sólidos suspendidos en el lodo, %

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SSG = gravedad específica del lodo El cálculo del área requerida para las lagunas de secado se hace utilizando la ecuación 6-2: A = DSS ÷ (DBA *1000) (6-3) Donde, A = área requerida de las lagunas de secado, 1000 m² DSS = sólidos secos desaguados al año, kg/año DBA = carga de lodos (Tabla 7.2), kg/m²/año 7.3.2.Criterios de Carga de Lodos Como se muestra en la tabla 7.2, los requerimientos típicos varían de 50 a 125 kg/m² para lechos abiertos y de 60 a 200 kg/m² para lechos cerrados. El mejor criterio toma en consideración las condiciones climáticas como temperatura, velocidad del viento, humedad y precipitación. 7.3.3.Modelos Matemáticos Cuando se utiliza un modelo, el ingeniero debe reconocer que la limpieza del lecho en una planta real puede depender de muchas variables, además del nivel de sólidos en la torta. La figura 7.5 representa gráficamente el efecto de la tasa de evaporación sobre la carga del lecho, con varios porcentajes de sólidos secos aplicados. 7.3.4.Acondicionamiento Químico El acondicionamiento ayuda a mejorar la capacidad de secado de lechos existentes y a contrarrestar las condiciones impredecibles del clima y la variabilidad de las características del lodo. Los polímeros son los principales químicos utilizados para el acondicionamiento de lodos. Se puede utilizar la medición del tiempo de succión capilar (TSC) como una evaluación comparativa, tanto para tipo de polímero como para dosis. Se pueden tener problemas de taponamiento de la arena si la dosis de químicos es muy alta. Si el diseño del sistema de lechos incluye la adición de polímero, se requiere un mínimo de tres puntos de aplicación de polímero para optimizar la efectividad. Uno debe estar cerca de la succión de la bomba, otro en la descarga de la bomba y el último cerca del punto de descarga a cada lecho.

240

Figura 7.5. Efectos de la tasa de evaporacion en la carga de los lechos

( pulg x 25.4 = mm; lb ft2 / año x 4.883 = kg /m2. Año )

Se debe tener prevista la recirculación del lodo tratado con polímero para permitir la optimización de la dosis con un medidor de TSC antes de la descarga del lodo inicial al lecho. 7.3.5.Datos de Funcionamiento El tiempo total de secado requerido depende del contenido de humedad final deseado. El dimensionamiento final del lecho está en función de la evaporación, profundidad de aplicación y concentración de sólidos aplicada. El tiempo requerido para la evaporación del la humedad es considerablemente más largo que el requerido para el drenado. Por consiguiente, el tiempo total que el lodo debe permanecer en el lecho está controlado por la cantidad de agua que deberá ser removida por evaporación, que a su vez es determinada por la cantidad removida por drenaje y decantación. El porcentaje de agua drenable depende fuertemente de la concentración inicial de sólidos (Tabla 7.3). El porcentaje de agua drenable en lodos digeridos aerobiamente excede a la reportada para los lodos digeridos anaerobiamente.

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Tabla 7.3. Agua total drenada de lodo digerido aerobiamente aplicado a lechos de arena para secado

Concentración Pérdida de Agua para Espesor de Lodo Aplicado de Sólidos (%)

(g/L) 100 mm 150 mm 200 mm 7.55 85.70 14.60 77.60 79.30 17.30 86.40 92.20 79.40 18.60 85.40 85.50 80.30 19.50 85.50 74.50 20.45 80.00 85.00 78.00 21.30 73.60 24.10 78.30 71.00 25.20 74.00 72.00 25.40 72.80 77.80 71.00 28.75 77.70 80.00 73.40 28.80 86.30 85.00 70.50 29.20 78.80 82.10 70.50 29.70 77.50 70.70 70.30 34.00 76.30 38.00 69.00 71.80 67.20

Promedio 79.18 81.12 74.56 7.3.6.Efecto de la Digestión Los lechos de lodos digeridos contienen muchas grietas pequeñas, que permiten mayor exposición superficial para contacto con el aire, mayor drenaje del agua, y un paso más fácil del agua pluvial directamente hacia el bajo dren, comparado con los lodos crudos típicos. La tabla 7.4 ilustra los efectos benéficos de la digestión del lodo sobre el funcionamiento de los lechos de secado.

Tabla 7.4. Efecto de la digestion sobre la eficiencia de lechos de secado Método de Lodo Crudo Lodo Digerido Removido Remoción Removido, % Drenaje Pobre,% Drenaje Bueno,% Drenaje 48 - 52 28 72

Decantación 4 - 9 22 2 Evaporación 43 - 44 50 27

Los lodos obtenidos de digestores donde la concentración de oxígeno disuelto es mantenida a un nivel bajo (menor de 1 mg/L), se desaguan con dificultad. El drenaje y las propiedades de secado de los lodos son mejorados mediante la extensión del tiempo de retención de sólidos, sin embargo, se puede llegar al punto donde digestión adicional hace más daño que beneficio. La digestión también aumenta la fragilidad de la torta secada con aire, resultando en una remoción más fácil del lecho y mejor aplicación o mezclado de la torta con el suelo. También se reducen los problemas de olores y la acumulación de grasas en el suelo. Otra ventaja de la

242

digestión es la destrucción de bacterias patógenas. Ni la digestión anaerobia ni la aerobia por sí solas destruyen los patógenos tan efectivamente como en combinación con el desaguado sobre lechos de arena. 7.3.7.Efecto de la Profundidad de Aplicación Las profundidades sugeridas de aplicación varían desde 200 hasta 400 mm y debe resultar en una carga óptima de 10 a 15 kg/m2. El espesor de la torta seca es función de la concentración de sólidos y profundidad aplicada (Figura 7.6). El contenido de humedad del lodo removido varía entre 4.5 a 55.5% (44.5 a 95.5% concentración de sólidos secos), con el contenido mayor de humedad generalmente correspondiendo a la concentración más alta inicial de sólidos. El secado se lleva a cabo a una tasa constante hasta que se obtiene el contenido crítico de humedad y luego continúa a una tasa declinante. En general, mientras más bajo es el contenido final de humedad requerido, mayor es el tiempo de secado. 7.3.8.Efectos Climáticos El tiempo de secado es más corto en regiones con mayor luz solar, menor lluvia, y menor humedad. La duración y velocidad del viento también afectan la tasa de evaporación de los lechos de secado. Por consiguiente, las condiciones climáticas pueden justificar algunas modificaciones en los criterios de diseño.

Figura 7.6. Profundidad requerida para obtener la carga optima de lodo a

diferentes concentraciones ( ft x 0.3084 = m; lb/ft2 x 4.883 = kg/m2).

243

7.3.9.Tratamiento del Liquido Proveniente de los Lechos Los únicos líquidos provenientes de la operación de los lechos de secado son el licor del bajo dren y el decantado superficial. Normalmente, estas corrientes se regresan al inicio de la planta de tratamiento. La elevada concentración y gasto intermitente de estas corrientes pueden afectar adversamente el funcionamiento de algunas plantas pequeñas debido a que pueden contener grandes cantidades de DBO soluble y nutrientes. 7.3.10.Operación y Mantenimiento Al diseñar lechos de secado se debe tomar en cuenta su operación y mantenimiento. 7.3.10.1.Aplicación del Lodo Una capa delgada de lodo se seca con mayor rapidez, sin embargo, se requiere una cantidad importante de mano de obra por unidad de volumen de lodo para remover el lodo seco. Se utilizará una mayor superficie de arena para una aplicación somera que para una profunda debido a las aplicaciones más frecuentes y mayor pérdida de arena durante el proceso de remoción. Como alternativa, se pueden tener aplicaciones múltiples de una capa delgada (menos de 1% sólidos secos). Para un lodo digerido aerobiamente, aplicaciones múltiples rinden una torta final de mayor espesor. El uso de este procedimiento con lodo anaerobio o tratado con polímero, sin embargo, no es aconsejable. 7.3.10.2.Remoción del Lodo Seco Actualmente, muchas plantas utilizan equipo para remoción mecánica (Figura 7.7), reduciendo los requerimientos de mano de obra. Generalmente, un contenido de sólidos secos de 20 a 30% es suficiente para la remoción mecánica. 7.3.10.3.Mantenimiento de Lechos En las latitudes norte, el otoño y la primavera son las estaciones preferidas para llevar a cabo las operaciones de mantenimiento en los lechos abiertos y el equipo relacionado con los mismos. Trabajar en el exterior durante el invierno frecuentemente es impráctico, y los lechos normalmente no están disponibles para mantenimiento durante la época de secado del verano.

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Figura 7.7. Sistema de remocion al vacio montado sobre camion

Aunque la reposición de la superficie de los lechos de secado es tal vez el mayor gasto de mantenimiento, otros aspectos no deben ser omitidos. Por ejemplo, los bajo drenes ocasionalmente se taponan y tienen que ser limpiados. Las válvulas y compuertas que controlan el flujo de lodo a los lechos se deben mantener herméticos para evitar que el lodo húmedo se esté derramando hacia los lechos durante los periodos de secado. Las líneas de lodos deberán incluir previsiones para ser drenadas en el invierno, para que no sean dañadas durante las heladas. Las particiones entre los lechos deberán ser lo suficiente herméticos para evitar que el lodo se pase de un compartimiento a otro, especialmente si se permite demasiado asentamiento de la superficie de arena. Finalmente, las paredes exteriores o taludes alrededor de los lechos se deben mantener herméticos. 7.3.10.4.Reposición de Arena Un poco de arena se pierde durante cada operación de remoción de lodo; la cantidad depende del método utilizado para remover la torta de lodo. Una revisión periódica de la profundidad de la arena, desde un punto de referencia preestablecido deberá ser rutina hasta que se establezca un patrón de remoción de arena. Además de la reposición de la arena, la nivelación periódica de la superficie ayuda a minimizar la

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pérdida de arena. Una pequeña cantidad de escarificado antes de la nivelación puede ayudar a mejorar la filtración. 7.3.10.5.Control de la Vegetación Plantas de tomate y otras pueden surgir del lodo digerido si la temperatura de digestión fue menor a los 27C; aunque normalmente no son mas problemáticas. La hierbas, pasto y otros tipos de vegetación, encontradas frecuentemente en la superficie de los lechos o en el lodo durante el secado, provienen principalmente del área circundante. Con la excepción de los lechos de tierra, toda la vegetación deberá ser removida antes de dosificar un lecho con lodo. Aspersión con un herbicida aprobado seguido de un rastrilleo para incorporar la vegetación muerta al suelo ha sido probado como efectivo en el control de la vegetación. 7.3.10.6.Control de Olores y Moscas Un lodo bien digerido normalmente no produce malos olores en los lechos de secado. En cambio, lodo orgánico digerido parcialmente puede producir malos olores. Los olores se pueden controlar en forma eficiente mediante la adición de hipoclorito de calcio al lodo, a medida que se está descargando a los lechos. La cal hidratada, a veces utilizada para control de olores, tiende a taponar la arena. Si las moscas se convierten en problema, se deberán controlar mediante la destrucción de los sitios de reproducción, trampas y los plaguicidas adecuados. Estos químicos se pueden rociar sobre el lodo, especialmente en las fisuras del lodo en proceso de secado. La limpieza general y un buen saneamiento del sitio de la planta pueden controlar a dichos insectos. La mosca puede ser atacada con insecticidas químicos, u otras estragias de control, con mayor efectividad en el estado de larva. 7.4.OTROS TIPOS DE LECHOS DE SECADO Otros tipos de lechos incluyen los pavimentados, malla de alambre y de vacío. Como pocas plantas utilizan estos métodos, sólo existe información muy limitada sobre su funcionamiento. 7.4.1.Lechos Pavimentados La principal ventaja que presentan es el hecho de que cargadores frontales pueden entrar con mayor facilidad, para la remoción de la torta, y que se reduce el mantenimiento del lecho. La mayoría de los lechos son de forma rectangular, de 6 a 15 m de ancho por 20 a 45 m de largo con paredes laterales verticales. El suelo cemento típicamente se coloca en una capa de 20 cm de espesor, con el contenido de cemento de 10 al 12%. El revestimiento descansa sobre una base de arena o grava de 200 a 300 mm. El revestimiento requiere una pendiente mínima de 1.5% hacia el área de recolección del drenaje, donde una tubería con un diámetro mínimo

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de 100 mm conduce el líquido drenado hacia el tratamiento. Un área sin pavimentar, de 0.6 a 1 m de ancho, recorre paralelamente un costado o el centro del lecho para el drenaje. Los lechos pavimentados se pueden construir con o sin techo. Existen lechos pavimentados calentados con agua que circula a través de tubería en la porción pavimentada, y se ha reportado que pueden producir de 88 a 210 kg/m², cuando se utilizan polielectrolitos para acondicionar el lodo. Los lechos de secado con fondos de arena funcionan mucho mejor que los lechos con fondo impermeable. 7.4.2.Lechos con Malla de Alambre El lecho tiene una fosa somera, rectangular y hermética con un falso fondo de paneles de malla de alambre con aberturas ranuradas de 0.3 mm. Este falso fondo se hace hermético con el calafateado de las posiciones donde los paneles se apoyan contra las paredes. Debajo del falso fondo se localiza una válvula de salida para controlar la tasa de drenado. El procedimiento utilizado para desaguar el lodo empieza con el movimiento del agua o efluente de la planta a la unidad hasta lograr una profundidad de aproximadamente 25 mm sobre la malla de alambre. Esta agua evita un diferencial de carga, que de otra manera provocaría que el lodo diluido fluyera en forma dispareja a través de la malla. El agua permite que el lodo se sedimente y compacte inicialmente sobre la malla, de tal manera que el lodo sedimentado funciona como un medio de filtración. Esto es similar al medio de un filtro al vacío. Luego, se permite que el agua drenada se percole a una tasa controlada, por medio de la válvula de salida en el sistema de bajo dren. El diferencial de carga es bajo y controlado con cuidado. Después de que el agua libre ha sido drenada, el lodo se concentra aún más por drenaje y evaporación hasta que se remueve. La técnica de malla de alambre está diseñada para permitir la formación controlada de una torta en la interfase crítica de lodo y medio de soporte, antes de que emigre una cantidad importante de finos a la interfase o pase a las aberturas del medio y escape en el filtrado. Se utilizan floculantes a base de polielectrolitos para el procesado de lodos municipales. Los lechos de malla de alambre normalmente pueden desaguar entre 2.4 y 4.9 kg/m2 de materia seca por carga. La tasa de carga depende de la concentración inicial de sólidos del lodo aplicado. La mayoría de los lodos se pueden desaguar a una condición manejable de 8 a 12% sólidos dentro de un periodo de 24 horas. Este proceso es más práctico para planta pequeñas, con un gasto medio de 1900 m3/d o menor. Las tasas de carga de lodos de 890 a 1780 kg/m2 son normales. A estas cargas, sin embargo, el lodo removido está aún relativamente húmedo (8 a 12% sólidos secos) y puede complicar la disposición.

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7.4.3.Lechos de Secado al Vacío Los principales componentes de los lechos con sistema al vacío (Figura 7.8) son:

• Una losa de fondo de concreto reforzado;

• Una capa de varios milímetros de espesor de agregado estabilizado, que soporta la tapa rígida del medio múltiple (este espacio también funge como la cámara de vacío y está conectada a la bomba de vacío); y

• Una tapa rígida del filtro de medio múltiple, que es colocada sobre el soporte

del agregado.

Figura 7.8. Lechos de secado al vacio y sus componentes

El lodo se distribuye sobre la superficie del filtro por gravedad a una tasa de 9.4 L/s y a una profundidad de 300 a 750 mm. El polímero se inyecta al lodo en la línea de entrada. El filtrado se drena a través de un filtro de medio múltiple hacia un espacio que contiene el agregado y luego a un cárcamo. Después de aplicar el lodo y permitir que drene por gravedad durante aproximadamente una hora, se arranca el sistema de vacío y se mantiene el vacío de 10 a 25 in. Hg en el cárcamo y bajo las placas del medio. Cuando la torta se rompe y se pierde el vacío, se apaga la bomba de vacío.

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Entonces se remueven los tablones y se descarga la torta de las placas de medio. Después de remover el lodo, las placas son lavadas con agua. Bajo condiciones favorables de clima, este sistema es capaz de desaguar lodo diluido digerido aerobiamente a una concentración de 14% sólidos en 24 horas; este lodo es capaz de ser levantado del lecho con equipo mecánico. El lodo se desaguará aún más hasta aproximadamente 18% sólidos en 48 horas. Si el lodo puede permanecer sobre las placas aún más tiempo para permitir el secado al aire, se produce una torta todavía más seca. La recuperación de sólidos, incluyendo los sólidos del agua de lavado, normalmente es superior al 95% ( Tabla 7.5).

Tabla 7.5. Concentracion de lodo producido en lechos con vacio Carga de Dosis de Ámbito Sólidos Sólidos Tiempo Polímero de

Tipo de Secos Secos de (g/kg de Sólidos Lodo Influente (kg/m²/ Ciclo sólidos Torta

(%) aplica.) (horas) secos) (%) Digestión Aerobia: LAP convencional 1 - 4 4.8-14.5 8 - 24 1 -17.5 10 - 23 LAP zanja de oxi- dación y aeración 1 - 2 4.8- 9.7 8 - 24 2.5-7.5 10 - 20

extendida Digestión Anaerobia:

P 1 - 7 9.7-19.3 8 - 24 2.5-20 12 - 26 P + LAP 1 - 4 4.8-19.3 18 - 24 4.5-9.0 15 - 20 P + FR 3 - 10 14.5-29.0 18 - 24 4 - 15 20 - 26 Imhoff 7 - 10 14.5-24.2 18 - 24 5 -12.5 13 - 45

Primario Crudo 2 - 4 9.7-14.5 18 - 24 3 - 6 Para cualquier lodo, mientras mayor sea la concentración de sólidos influente, mayor la de sólidos secos que se pueden aplicar por unidad de área al medio. La figura 7.9 muestra los efectos de incrementar la concentración de sólidos influente sobre las tasas de carga, para lodos digeridos. La mayoría de las instalaciones de lechos con sistemas al vacío están diseñadas para un tiempo de ciclo de 24 horas. Esto permite aproximadamente 22 horas para el desaguado y 2 horas para limpieza, debido al potencial de deterioro en la calidad de la torta. Con un lodo influente y tiempo de ciclo constante, el tamaño de la instalación cambia en forma lineal con el número de aplicaciones por semana. El dimensionamiento de cualquier instalación está basado en los resultados de plantas piloto. Un lodo diluido (0.5 a 1.0% sólidos totales) requiere más drenaje por gravedad con un tiempo mayor de desaguado, que un lodo más concentrado. La productividad del

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lecho y sequedad de la torta aumenta con una mayor concentración de sólidos en el lodo aplicado. El lodo digerido anaerobiamente se desagua con mayor facilidad, que un lodo digerido aerobiamente. A medida que aumenta la relación entre el lodo primario y secundario, así se incrementa la facilidad de desaguar y la concentración resultante de sólidos en la torta.

Figura 7.9. Eficiencia tipica de los lechos de secado al vacio

(lb / ft2 x 4.883 = kg / m2, ft2 / lb x 0.2048 = m2 / kg ).

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La adición de polímero al lodo influente, con un mezclado y tiempo de interacción entre lodo y polímero adecuado, conduce a la formación de sólidos pequeños y pesados que maximizan la liberación de agua. Los niveles de vacío utilizados durante el ciclo de desaguado son de 30 a 84 kPa (10 a 25 in. Hg). Se requiere asegurar de que la carga de succión neta positiva no baje a menos del mínimo permitido para la bomba de filtrado utilizada. Mientras mayor la cantidad de sólidos aplicados a la superficie, mayor será el tiempo del ciclo de vacío. En general, para cualquier lodo, mientras más lodo es aplicado por unidad de área, mayor humedad tendrá la torta final. Los lechos con sistema de vacío son buenos para plantas con pequeñas cantidades de producción de lodos o plantas con espacio de terreno muy limitado. El lodo puede ser removido mecánicamente con un cargador frontal pequeño, sin dañar las placas. Este sistema depende de un acondicionamiento adecuado con polímero, para una buena operación. 7.5.CURVAS DE COSTOS A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

Curva 7.1. Lechos de secado de lodo, costo base total.

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Curva 7.2. Lechos de secado de lodos, gastos de operación y mantenimiento.

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8.ALMACENAMIENTO DE LODOS 8.1.DISCUSIÓN GENERAL SOBRE ALMACENAMIENTO DE LODO El almacenamiento del lodo es una componente integral importante de cada sistema de tratamiento y disposición de sólidos. Normalmente, el almacenamiento de lodos proporciona las siguientes ventajas:

• homogeneiza el gasto de lodo a los procesos más adelante, como espesamiento o desaguado;

• permite la acumulación de lodo durante los períodos programados o fuera de

programa, en que las instalaciones no están operando;

• permite una tasa de alimentación más uniforme, que mejora las operaciones de espesamiento, acondicionamiento y desaguado; y

• permite programar flexibilidad y optimizar los procesos para las operaciones

de espesamiento y desaguado. El lodo puede ser almacenado dentro de los tanques de los procesos de tratamiento, sistemas de tratamiento de lodos o en tanques diseñados específicamente para esa función. El lodo puede ser almacenado a corto plazo, sin embargo, su uso es limitado y se utiliza principalmente en plantas pequeñas. Las plantas grandes frecuentemente utilizan digestores aerobios, anaerobios, lagunas facultativas u otros procesos de tratamiento con tiempos de retención altos, que permiten el almacenamiento del lodo. Frecuentemente se almacena el lodo en tanques independientes, con tiempos de retención desde varias horas hasta varios días. Estos tanques también sirven para mezclar lodos de diferentes fuentes y proporcionar una alimentación más estable y uniforme a los diferentes procesos. Los tanques de almacenamiento incluyen aeración para evitar septicidad y malos olores, así como para promover el mezclado. El mezclado se lleva a cabo con difusión de aire o mezcladores mecánicos. El control de olores incluyen la adición de químicos como cloro, peróxido de hidrógeno o sales de fierro, o métodos bioquímicos como la formación de una capa aerobia en la superficie de lagunas facultativas.2

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8.2.DISCUSIÓN GENERAL SOBRE ALMACENAMIENTO DE LA TORTA DE LODO El almacenamiento uniformiza las fluctuaciones y mejora la flexibilidad y confiabilidad en la operación, y permite acumulación cuando las operaciones subsiguientes están fuera de servicio. Normalmente se utilizan tolvas para almacenar la torta de lodo; éstos se pueden fabricar prácticamente de cualquier tamaño. Existen instalaciones con tolvas individuales desde unos cuantos m3 hasta 380 m3 de capacidad. Tolvas múltiples, típicas en la mayoría de las instalaciones para el almacenamiento de la torta, proporcionan una amplia capacidad durante los períodos de mantenimiento o inspección de las tolvas, normalmente están cubiertas y equipadas con ductos, sopladores y aspersores para control de olores. También están equipadas con barrenas especiales en fondo para controlar la descarga hacia las bombas, bandas transportadoras o camiones.

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9.TRANSPORTACIÓN DE LODO 9.1.INTRODUCCIÓN Los requerimientos típicos consisten en el transporte de sólidos de los clarificadores primarios y secundarios a las instalaciones de espesamiento, acondicionamiento o digestión; de las instalaciones de espesamiento y digestión a las operaciones de desaguado; de los procesos biológicos para recirculación o tratamiento adicional; o de los dispositivos de cribado y desarenación a almacenamiento temporal. 9.2.SISTEMAS DE BOMBEO Los sistemas de bombeo de lodos constituyen una consideración crítica en las plantas de tratamiento, particularmente en plantas con gastos medios mayores de 3785 m3/d (43.8 lps). La tabla 9.1 indica aplicaciones generales para bombas.

Tabla 9.1. Aplicaciones de bombas de lodos por principio Principio Tipos Comunes Aplicación Típica para Lodo Bombas

(rotodiná- micas)

Cinéticas

Bomba de flujo mixto, no atascablea

Bomba de impulsor oculto (bomba de vórtice, de flujo de torsión)

Bomba de Molienda

Lechada de arena,b lechada de ceniza de incineradorc

Lodo primario sin espesarb,c Lodo activado de retornoc Lodo activado purgadoc, d

Lodos sin espesar de procesos de película biológica fijac

Circulación de digestores anaerobiosb Drenaje, filtrado y centrado de centrífugas

Dragado de lagunas de lodos Bombas

de Desplaza-

miento Positivo

Bomba de émbolo Bomba de cavidad progresiva

Bomba de diafragma operada con aire

Bomba de lóbulo giratorio Eyector neumático Bomba peristáltica Pistón recíproco

Lodo activado purgado Lodo espesado, todo tipo Lodo primario sin espesar

Alimentación a máquinas de desaguado Desaguado de tortas de lodoe Lodo secundario sin espesar

Otras Bomba de aire Bomba de Tornillo de Arquímedes

Lodo activado de retorno

(a) Aptitud para sólidos limitada. Util en tamaños grandes, para retorno de lodos activados. En la mayoría de las demás aplicaciones, las bombas de impulsor oculto son más comunes. (b) La abrasión es moderada a severa. Normalmente se especifica hierro fundido de aleación resistente a la abrasión. (c) Puede contener precipitados de aluminio o sales de fierro para remoción de fósforo. (d) Requerimiento particular de medidores de flujo, para control de proceso, en esta aplicación. (e) Sólo bombas de pistón recíproco y cavidad progresiva. Algunas bombas combinan los principios cinéticos y de desplazamiento positivo en una sola bomba.

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9.2.1.Características de Flujo y Pérdida de Carga Debido a que las propiedades reológicas del lodo bombeado tienen influencia directa sobre las pérdidas de fricción en tubería, las características de las pérdidas de carga de los lodos también varían enormemente. 9.2.2.Consideraciones de Diseño del Sistema Las curvas de pérdida por fricción para tuberías de 150 mm (6") y 200 mm (8") se muestran en la figura 9.1 y figura 9.2. Sin embargo, debido a la variabilidad en la base de datos existente, para la reología de lodos de aguas residuales, estas curvas no son aplicables universalmente. Las curvas normalmente se aplican a lodos primarios, de filtros rociadores, biodiscos y digeridos. No se sugieren para estimar las pérdidas de carga en tuberías largas o que contienen lodos químicos o biológicamente modificados o espesados. Para estos últimos casos, se deberán desarrollar curvas similares a las de la figura 9.3 y figura 9.4, a partir de investigaciones específicas. En caso de utilizar la figura 9.3 y figura 9.4, las bombas y motores se diseñan y seleccionan para operar satisfactoriamente a través de todo el ámbito de pérdida de carga, desde "agua normal" hasta diseño de "caso extremo". Si se utilizan bombas cinéticas (por ejemplo, impulsor centrífugo oculto), los motores también deberán ser revisados para sobrecargas, en caso de que la carga de operación sea significativamente menor a la de diseño. Cuando la bomba opera más allá del extremo derecho de su curva de características, está en una condición fuera de control. El diseñador deberá reconocer también que, ocasionalmente, un lodo rutinario puede exceder la curva de pérdida de carga de caso extremo. Para el bombeo de lodos a través de distancias largas, se ha desarrollado un método alternativo de cálculo de pérdida de carga utilizando las propiedades de flujo del lodo. Se utilizan dos números adimencionales para el cálculo de la caída de presión debido a la fricción del lodo: el número Reynolds y el Hedstrom. El Reynolds se cálcula utilizando la ecuación 8-1:

Re V D=

ρη (8-1)

donde, Re = número Reynolds ρ = peso específico del lodo, kg/m³ V = velocidad promedio, m/s D = diámetro de la tubería, m η = coeficiente de rigidez, kg/m.s

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Figura 9.1. Perdida de carga por friccion para operación rutinaria de un colector

a presion de lodo de 6 pulg. (15 cm)

Figura 9.2. Perdidas de carga por friccion para operación rutinaria de un

colector a presion de 8 pulg. de diametro (pulg. X 25.4 = mm; ft x 0.3048 = m)

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Figura 9.3. Perdidas de carga por friccion para el diseño del peor caso de un colector a presion de 6 pulg. de diametro (pulg. X 25.4 = mm; ft x 0.3048 = m)

Figura 9.4. Perdidas de carga por friccion para el diseño del peor caso de un colector a presion de 8 pulg. de diametro (pulg. X 25.4 = mm; ft x 0.3048 = m)

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El número de Hedstrom se cálcula mediante la ecuación 8-2:

HeD sy=

2

2

ρη (8-2)

donde, He = número de Hedstrom sy = límite de esfuerzo, N/m² ρ = peso específico del lodo, kg/m³ η = coeficiente de rigidez, kg/m.s D = diámetro de la tubería, m Utilizando los números de Reynolds y Hedstrom calculados, se puede determinar el factor de fricción, f, utilizando la figura 9.5. La caída de presión debido a las condiciones de turbulencia se puede calcular entonces utilizando la ecuación 8-3:

Δ p f LVDd g

=2 2ρ

(8-3)

donde, Dp = caída de presión por fricción, m f = factor de fricción, figura 8-5 L = longitud de la tubería, m ρ = peso específico del lodo, kg/m³ V = velocidad promedio, m/s D = diámetro de la tubería, m d = densidad del agua, kg/m³ g = 9.8146 m/s² Para calcular la potencia de la bomba que se va a utilizar se utiliza la ecuación 8-4:

HP Q He

=76 (8-4)

Donde, HP = potencia de la bomba, HP Q = gasto volumétrico de lodo, l/s H = altura, caída de presión por fricción, Δp, más la altura desde el claro del agua del punto de succión hasta el claro del agua del punto final, m e = eficiencia, expresado como decimal

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Figura 9.5. Curvas para el calculo de perdida de carga

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9.2.3.Tipos de Bombas 9.2.3.1.Bombas Cinéticas Las ventajas típicas de las bombas cinéticas para lodos incluyen un costo menor, especialmente en los tamaños más grandes; menores costos de mantenimiento; menor requerimiento de espacio para instalación; y disponibilidad en forma sumergible, aunque las convencionales de cárcamo seco son preferidas para el manejo de lodos. a) Bombas Centrifugas Con la excepción de diseños especiales como el impulsor oculto, el uso de bombas centrífugas está restringido en la mayoría de los casos a lodos libres de basuras y relativamente diluidos (menos de 1% sólidos). Las bombas centrífugas convencionales comúnmente se utilizan para el transporte del LAR, debido al alto volumen y excelente eficiencia de la bomba. Las bombas centrífugas no deberán ser utilizadas para el bombeo de lodos primarios, natas o lodos espesados. b) Bombas de Impulsor Oculto Las bombas de impulsor oculto se adaptan bien para manejar lodos desde 2% o menos de sólidos (lodos crudos) hasta 4% sólidos (lodos digeridos). En caso de utlizar bombas de impulsor oculto, se requiere de transmisiones de velocidad variable, así como flechas y baleros muy gruesos. Deberán tener impulsores de hierro fundido resistente a la abrasión (ASTM A532), especialmente si el contenido de arena es alto o desconocido. Las bombas de impulsor oculto son adecuadas para instalaciones de cárcamo seco o húmedo, debido a que existen de tipo vertical (con flecha corta o larga) y horizontal. Las bombas para uso en cárcamo húmedo tienen disponible transmisiones hidráulicas o motores eléctricos sumergibles. Normalmente están disponibles en tamaños desde 50 mm hasta 200 mm (2" a 8"), con capacidades de 3 a 30 lps a cargas hasta de 64 m CTD. Valores típicos de eficiencias para estas bombas van desde 35% hasta 55%. c) Bombas Moledoras Existen combinaciones especiales de bombas centrífugas y maceradores (Figura 9.6). Estas bombas se pueden utilizar para la recirculación del contenido de los digestores de lodos y son buenas para evitar la formación de bolas de trapos. La experiencia indica que este tipo de bomba requiere tanto mantenimiento como los maceradores convencionales. 9.2.3.2.Bombas de Desplazamiento Positivo Las ventajas típicas de las bombas de desplazamiento positivo para el manejo de lodos incluyen un mejor control del proceso, mejor capacidad de operación de la bomba sobre todo ámbito de carga sin dañar la bomba o motor y sin cambio de

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velocidad, capacidad de bombeo mejorada a presión alta y bajo gasto, menor sensibilidad a condiciones no ideales de succión y menor rompimiento de partículas frágiles de flóculos en los lodos activados de retorno (LAR) y lodo floculento. a) Bombas de Embolo Están disponibles en configuración simplex, duplex y triplex; tienen una capacidad de 2.5 lps a 3.8 lps por émbolo; y pueden desarrollar hasta 70 m de carga en la descarga. Las ventajas de las bombas de émbolo incluyen:

• se pueden bombear concentraciones altas de sólidos, hasta15%, si el equipo está diseñado para las mismas;

• se pueden utilizar bajas tasas de bombeo con aberturas grandes; • entrega positiva a menos que algún objeto impida que la válvula check asiente

bien; • capacidad constante pero ajustable, independientemente de grandes

variaciones en la carga de bombeo; • acción pulsante de las bombas simplex y duplex a veces ayuda a concentrar el

lodo en las tolvas y resuspender los sólidos en la tubería, cuando se bombea a bajas velocidades; y

• costos de operación y mantenimiento relativamente bajos. Operan con mayor confiabilidad en o cerca al paso máximo, de tal manera que se proporciona algún tipo de transmisión variable de banda en "V" o de velocidad variable, para control de la capacidad de bombeo. La construcción de la bomba se muestra en la figura 9.7.

Figura 9.6. Bomba cortadora y moledora.

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Figura 9.7. Detalles de bomba de embolo

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Las bombas de émbolo pueden operar con hasta 3 m de succión, pero estas distancias pueden reducir la concentración de sólidos que se bombea. No es práctico utilizar la bomba con la presión de succión más alta que la descarga, debido a que se puede forzar flujo a través de las válvulas check. El uso de cámaras especiales de aire para la entrada y salida reducen el nivel de ruido y vibraciones, además de amortiguar las pulsaciones del flujo intermitente. Las cámaras de aire para amortiguamiento de pulsaciones deberán ser revestidas de vidrio para evitar daños por corrosión. Si la bomba opera mientras la tubería de salida está obstruida, la bomba, motor o tubería pueden sufrir daños; una simple clavija rompible puede evitar este problema. b) Bombas de Cavidad Progresiva (BCP) Si las bombas de cavidad progresiva se utilizan en aplicaciones similares a las de émbolo, las BCP operan en forma más limpia y descargan un flujo más uniforme, pero tienden a tener un costo de mantenimiento más elevado (Figura 9.8). La capacidad de sólidos varía con el tamaño de la bomba. Las bombas dimensionadas para gastos de 3 lps o mayores, a velocidades bajas de rotación, típicamente pasan sólidos de aproximadamente 20 mm. Las siguientes medidas pueden minimizar los costos de mantenimiento para BCP en el manejo de lodos:

• optimizar la remoción de arena en procesos anteriores; • limitar la velocidad de rotación a aproximadamente 250 rpm; • limitar la presión por etapa a aproximadamente 170 kPa (25psi), la mayoría de

los fabricantes tienen bombas de etapas múltiples para mayores presiones, en caso de ser necesarias;

• especificar con mucho cuidado el material del rotor, estator y diseño de las juntas universales; y

• proporcionar suficiente espacio para desmantelar la bomba enforma eficiente. Se requieren dispositivos de seguridad para paro de la descarga de la bomba, para evitar ruptura de líneas bloqueadas. Además de interruptores de presión de seguridad, se utilizan indicadores de gasto para evitar que las bombas funcionen secas y se dañen el estator y rotor. c) Bombas de Diafragma Operadas con Aire La aplicación más común de las bombas de diafragma operadas con aire es el bombeo de lodo primario y espesado (Figura 9.9).

264

Figura 9.8. Bomba de cavidad progresiva.

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Figura 9.9. Bomba de diafragma operada con aire.

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d) Bombas Rotatorias El tipo de cavidad progresiva es el más comúnmente utilizado para el manejo de lodos. Otras bombas rotatorias con aplicaciones para lodos incluyen bombas de engrane, aleta y lóbulo. Las bombas de lóbulo han sido utilizadas con éxito para el transporte de lodos (Figura 9.10). e) Eyectores Neumaticos Los eyectores neumáticos carecen de elementos rotatorios y motores eléctricos. Tienen un contenedor receptor, válvulas de entrada y salida, suministro de aire y detector de nivel líquido. Los eyectores neumáticos pueden ser utilizados para transportar lodo y natas producidos en plantas de tratamiento de aguas residuales. Están disponibles con capacidades desde 1.9 a 9.5 lps y cargas hasta de 30 metros. f) Bombas de Manguera Peristaltica Las bombas peristálticas (Figura 9.11) han sido utilizadas en forma limitada para el bombeo de lodos, las bombas disponibles en capacidades de 0.6 a 21 lps y cargas hasta de 152 m, son autocebables. g) Bombas de Piston Reciproco Las bombas de pistón recíproco son útiles y costeables en ciertos casos donde el lodo o torta de lodo deberá ser transportada hacia instalaciones de almacenamiento o carga. Estas bombas no son utilizadas antes de los procesos de desaguado. 9.2.3.3.Otras Bombas. Bombas de Aire Las bombas de aire (Figura 9.12) se utlizan con frecuencia para LAR en plantas donde no es requerida una tasa de bombeo muy precisa. Su aplicación en plantas de tratamiento de aguas residuales es de alto volumen y baja carga, con elevaciones menores de 1.5 m debido a la necesidad de por lo menos 70% sumergencia del aire liberado. Su ventaja principal es la ausencia de partes movibles y la sencillez de construcción y uso. El suministro de aire controla la capacidad de manejar sólidos.

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Figura 9.10. Bomba de lobulo giratorio.

Figura 9.11. Bomba de manguera peristaltica.

268

Figura 9.12. Bomba de aire con anillo aspersor festoneado y alimentado

externamente. Las bombas de aire con un suministro de aire externo y difusor circunferencial pueden pasar partículas sólidas tan grandes como el diámetro interno del tubo ascendente sin taponamiento. Cuando el aire es suministrado por un tubo independiente insertado, la obstrucción creada anula esta última característica. b) Bombas de Tornillo de Arquimedes Las bombas de tornillo (Figura 9.13) se utilizan ocasionalmente para los LAR. Estas bombas pueden tener un diseño abierto, para elevaciones hasta de 9 m, y cerrado para alturas hasta de 12 m o más. La bomba de tornillo, de desplazamiento positivo, automáticamente ajusta la tasa de bombeo en proporción a la profundidad de líquido en la cámara de entrada, lo que le proporciona una capacidad de gasto variable sin la necesidad de controladores de velocidad. La eficiencia se mantiene relativamente constante (70% a 75%) dentro de un ámbito de 30% a 100% de la capacidad de diseño. La velocidad típica del espiral es menor a 229 m/min. No están presurizadas. Estas características ofrecen ventajas para el transporte de LAR, debido a la menor tendencia de cortar los flóculos de lodo activado. La principal desventaja de las bombas de tornillo está en los requerimientos de espacio.

269

9.3.TRANSPORTE EN CAMIONES El transporte de lodos en camiones es el método de transporte de lodos más utilizado y más flexible. Se puede transportar, ya sea lodo líquido o desaguado. Existen camiones de capacidades que van desde los 2000 hasta 24000 L. El transporte en camiones es, quizá, el método más económico para el transporte de lodos de plantas pequeñas o medianas, donde el lodo es llevado a rellenos sanitarios. Los camiones de volteo varían desde 6 hasta 29 m³. Para calcular el número de camiones necesarios y la capacidad de los mismos se utilizan las siguientes ecuaciones: Se considerará que si la distancia entre la planta y el sitio de disposición es menor a 320 km, se considerará una velocidad de 50 km/h, si es mayor, una velocidad de 65 km/h.

RTHT = RTHD ÷ v (8-5) donde, RTHT = tiempo de viaje, h RTHD = distancia recorrida por el viaje redondo desde la planta de tratamiento hasta el sitio de disposición, km v = velocidad promedio del camión, km/h

Figura 9.13. Bomba de tornillo de arquimides

El número de vehículos utilizados se calcula utilizando la siguiente ecuación:

270

FACTOR = SVCY * (LT + ULT + RTHT) ÷ (HDP * DPY) (8-6) donde, SVCY = volumen de lodos transportados al año, miles de m³/año LT = tiempo de carga del camión, h ULT = tiempo de descarga del camión, h RTHT = tiempo del viaje, h HDP = horas de operación al día, h/d DPY = días de operación al año, d/año

FACTOR, m³ Número de camiones, NTR y capacidad, CAP (m³)

< 5 5 - 8 8 - 12 12 - 19 19 - 28 28 - 38 38 - 55

1 de 5 1 de 8 1 de 12 1 de 19 1 de 38 2 de 28 2 de 38


Curva 9.1. Transporte de lodos en camiones, costo base total.

271

Curva 9.2. Transporte de lodos en camiones, gastos de operación y

mantenimiento.

272

10.DISPOSICIÓN SOBRE EL TERRENO 10.1.INTRODUCCIÓN La aplicación de lodos estabilizados de plantas de tratamiento de aguas residuales es el esparcimiento del lodo sobre o justo abajo de la superficie del terreno. La aplicación de lodos a terrenos es, actualmente, el método de uso y disposición de lodos más utilizado por las plantas de tratamiento de aguas residuales pequeñas y medianas. El lodo puede ser aplicado a:

• Terrenos agrícolas • Terrenos forestales • Terrenos alterados • Sitios dedicados a la disposición de lodos

En los cuatro casos, la aplicación ha sido diseñada con el objetivo de proveer un tratamiento adicional al lodo. La luz del sol, los microorganismos y el secado del lodo se combinan para destruir los agentes patógenos y las substancias orgánicas tóxicas presentes en los lodos. Los metales traza se quedan atrapados en la matriz del suelo y los nutrientes son tomados por las plantas y convertidos en biomasa útil. En los primeros tres casos, el lodo es utilizado como un recurso útil para mejorar las características del suelo. El lodo actúa como una acondicionador que facilita el transporte de los nutrientes, incrementa la retención de agua y mejorar el suelo. El lodo, además, funciona como un substituto parcial de los fertilizantes químicos caros. 10.2.CARACTERÍSTICAS DE LOS LODOS QUE AFECTAN LA APLICACIÓN A TERRENOS 10.2.1.Caracterización de la cantidad y calidad de lodos 10.2.1.1.Contenido de Material Orgánico y Patógenos El material orgánico degradable presente en los lodos sin estabilizar pueden producir problemas de olores y atraer vectores (ratas, etc.). Los patógenos que se encuentran concentrados en los lodos pueden contagiar de enfermedades a las personas que entren en contacto con los lodos esparcidos sobre el terreno. Para reducir estos problemas, es recomendable disminuir al máximo el material orgánico y los patógenos presentes en los lodos, antes de aplicarlos al terreno. 10.2.1.2.Nutrientes El nitrógeno es el nutriente mas importante, desde el punto de vista de aplicación al terreno, ya que es una fuente potencial de contaminación de las aguas subterráneas

273

con nitratos. Por lo tanto, la tasa de asimilación de nitrógeno por las plantas es uno de los criterios más importantes para determinar las tasas de aplicación. 10.2.1.3.Substancias Orgánicas y Metales Los lodos de plantas de tratamiento de aguas residuales contienen metales traza y compuestos orgánicos los cuales son retenidos por el suelo y presentan riesgos de intoxicación a las plantas, animales y personas. Es de principal interés el cadmio, ya que se puede acumular en las plantas hasta un nivel que representa un peligro para animales y personas, sin serlo para la planta misma. También, es importante tomar en cuenta la concentración de compuestos orgánicos como PCB's, los cuales pueden ser ingeridos por el ganado que pasta en los terrenos tratados con lodos. Por lo tanto es muy recomendable llevar a cabo una caracterización de los lodos antes de su aplicación. 10.2.2.Requerimientos Legales Se debe revisar la legislación aplicable, ya que existe reglamentación acerca de las tasas de aplicación y de cosecha de cultivo, dependiendo del uso que se le dará al terreno. Asimismo, existen diferentes niveles de control de patógenos los cuales deben considerarse para cada tipo de aplicación. 10.2.3.Evaluación y Selección del Sitio Las características del sitio determinarán el diseño e influirán en la efectividad de la aplicación. Las características del sitio óptimo dependerán de la reglamentación aplicable y del tipo de lodo que se aplicará. Las características físicas del sitio que se deben considerar incluyen topografía, permeabilidad del suelo, drenado del suelo, profundidad del manto freático, geología de la subsuperficie, proximidad de áreas críticas y accesibilidad (Tabla 10.1) Tabla 10.1. Limitaciones tipicas del suelo para la aplicacion de lodo a terrenos

agricolas a tasas de aplicación de fertilizantes de nitrogeno. Variables del suelo que Grados de limitación del suelo

afectan su uso Ligero Moderado Severo Pendiente

Profundidad del manto freático Inundación

Profundidad del manto rocoso Permeabilidad de la capa más

restringida arriba de 3 ft de profundidad

Capacidad agua

< 6% > 1.22 m

Ninguna > 1.22 m

2.54 - 7.62 mm/h

> 25.4 mm/h

6 - 12% 0.61 - 1.22 m

Ninguna

0.61 - 1.22 m 7.62 - 25.4 mm/h 0.76 - 2.54 mm/h

12.7 - 25.4 mm/h

> 12% < 0.61 m

Ocasional a frecuente

< 0.61 m < 0.76 mm/h > 25.4 mm/h

< 12.7 mm/h

274

10.2.3.1.Topografía La topografía del sitio es importante ya que afecta el potencial de erosión y el lavado de la capa de lodo aplicada. Ver tabla 10.2. Tabla 10.2. Limitantes tipicas de pendiente para aplicación de lodos a terrenos

Pendiente, % Comentarios

0 - 3

3 - 6

6 - 12

12 - 15

> 15

Ideal, no hay problemas por lavado del lodo o erosión de los lodos líquidos o desaguados.

Aceptable, ligero riesgo de erosión, la aplicación en la superficie de lodos líquidos o

desaguados es aceptable.

La inyección de los lodos líquidos es indispensable en la mayoría de los casos, excepto en lugares con drenaje cerrado y/o cuando se tiene un extenso control de

los escurrimientos; la aplicación en la superficie de lodos desaguados es aceptable.

No se debe aplicar lodo líquido a menos que se tenga un extenso control de los escurrimientos, es aceptable la aplicación de lodos desaguados en la superficie,

pero se recomienda la incorporación al suelo de los lodos.

Las pendientes mayores de 15% son apropiadas solamente cuando la permeabilidad del suelo es buena, donde la longitud de la pendiente es corta y

cuando el área con pendiente pronunciada es solamente una pequeña parte del área total de aplicación.

10.2.3.2.Suelos En general, los suelos deseables son aquellos que:

• Tienen permeabilidades moderadamente lentas, 0.5 a 1.5 cm/h. • Tienen un drenado bueno a moderadamente bueno. • Son alcalinos o neutros (pH > 6.5), para controlar la solubilidad de los metales. • Son profundos • De textura relativamente fina para que tengan alta humedad y buena

capacidad de retención de nutrientes. 10.2.3.3.Profundidad del Manto Freático Generalmente, cuanto mayor la profundidad del manto freático, mejor será el sitio para la aplicación de lodos. La presencia de fallas, canales de solución y cualquier otro tipo de conexiones entre el suelo y las aguas subterráneas son indeseables. Profundidades típicas del manto freático para varios tipos de aplicación se presentan en la tabla 10.3.

275

Tabla 10.3. Profundidades minimas tipicas para aplicación de lodo a terrenos.

Tipo de sitio Acuífero de agua potable, m

Acuífero excluido, m

Agrícola Forestal

Terrenos alterados Sitios dedicados a la disposición

0.91 1.83 0.91

> 0.91

0.46 0.61 0.46 0.46

10.2.3.4.Proximidad a Áreas Críticas y Accesabilidad Es importante que se establezcan distancias mínimas a las áreas tales como: residenciales, de aguas superficiales, pozos de agua, caminos, etc. Generalmente, dichas distancias las establecen las autoridades competentes locales. Se prefieren los sitios aislados, sin embargo debe tener buenos accesos. Las distancias requeridas van desde 50 hasta más de 1,500 ft, dependiendo del tipo de área crítica cercana. 10.2.4.Tasas de Aplicación de Diseño 10.2.4.1.Tasas de Aplicación Basados en la Carga de Contaminantes La cantidad acumulada de lodo que se puede aplicar basados en los límites establecidos para un contaminante en particular, por ejemplo, cadmio, se puede calcular mediante la ecuación 9-1:

R LCm

m

m

=×( ) ( )1000 (9-1)

donde, Rm = cantidad máxima de lodo que puede ser aplicado al sitio durante el tiempo total de uso del sitio, ton de sólidos secos/ha. Lm = cantidad máxima del contaminante que puede ser aplicado al sitio durante el período de vida del sitio, kg de contaminante/ha Cm = porcentaje de contenido de contaminante en el lodo, expresado como decimal. 10.2.4.2.Tasas de Aplicación Basados en la Carga de Nutrientes En la mayoría de los casos, la tasa de aplicación de diseño se basa en la cantidad anual de nitrógeno requerida por los cultivos, aunque en algunos casos se puede diseñar para el fósforo. Las tasas de diseño deben cumplir con la reglamentación existente. Por lo tanto, la tasa de aplicación de diseño será la tasa más baja de diseño en base a la carga tanto de nutrientes como de contaminantes.

276

a) Limitaciones de Nitrógeno. El nitrógeno disponible a lo largo de un año de aplicación se puede calcular utilizando la ecuación 9-2: N NO k NH f Na v n= × + +( ) [ ( ) ( )]1000 3 4 0 (9-2) donde, Na = nitrógeno para plantas disponible en los lodos en la aplicación durante un año, kg de nitrógeno/ton de sólidos secos en los lodos . año. NO3 = porcentaje de nitratos expresado como decimales. kv = factor de volatilización del amoníaco = 0.5 para lodos líquidos aplicados en la superficie o espreados = 1.0 para lodos líquidos incorporados al suelo o lodos desaguados NH4 = porcentaje de amoníaco expresado como decimales. fn = factor de mineralización para el año n=1 (Tabla 10.4) NO = porcentaje de nitrógeno orgánico expresado como decimale

Tabla 10.4. Tasas de mineralizacion de nitrogeno organico en lodos de aguas residuales

Tiempo después de la aplicación del lodo Tasa de mineralización, %

Lodos Crudos

Lodos Digeridos Anaerobiamente

Lodos Compostados

1 2 3 4 5 6 7 8 9

10

40 20 10 5 3 3 3 3 3 3

20 10 5 3 3 3 3 3 3 3

10 5 3 3 3 3 3 3 3 3

El nitrógeno disponible de la mineralización del nitrógeno orgánico aplicado en años anteriores se calcula utilizando la ecuación 9-3: N f N f N f Nap n n= + + +∑1000 2 0 2 3 0 3 0( ) ( ) ... ( ) (9-3)

277

donde, Nap = nitrógeno para las plantas disponible de la mineralización de nitrógeno orgánico aplicado en n años anteriores, kg de nitrógeno/ton de sólidos secos.año (NO)n = fracción decimal de nitrógeno orgánico restante en el lodo aplicado en el año n f = tasa de mineralización, tabla 10.4, los subíndices se refieren al año en cuestión. El nitrógeno total disponible durante un año determinado es la cantidad disponible del lodo aplicado durante el año (N0) más la cantidad disponible de la mineralización del lodo aplicado el año anterior (Nap). Por lo tanto, la tasa de aplicación anual basados en la carga de nitrógeno se calcula utilizando la ecuación 9-4:

R UN Nn

n

a ap

=+ (9-4)

Donde, Rn = tasa de aplicación de lodo en el año n, ton de sólidos secos/ha.año Un = asimilación anual por las plantas de nitrógeno, kg de nitrógeno/ha.año (Tabla 10.5)

278

Tabla 10.5. Tasas de asimilacion de nutrientes para cultivos selectos

CULTIVO TASA DE ASIMILACIÓN DE NUTRIENTES, km/ha.año

Nitrógeno Fósforo Potasio Forrajes Alfalfaa

Pasto Brome Pasto Bermuda

Pasto Azul Kentuky Pasto Quack

Pasto Canario Reed Pasto Ballico Trébol dulce Puntero Alto

Pasto de Huerto Cultivos de campo

Cebada Maíz

Algodón Sorgo para grano

Papas Frijol de soyaa

Trigo Bosques

Bosques del Oriente Mezclas de maderas duras

Pino Rojo Campo viejo con plantación de Picea Blanca

Sucesión pionera Bosques Sureños

Mezcla de maderas duras Pino sureñob sin subpiso Pino sureñob con subpiso

Bosques de los estados lagueros Mezcla de maderas duras

Alamo Híbridoc Bosques del Oeste Alamo Híbridoc

Plantación de Abeto Douglas

242-580 140-242 423-725 218-290 254-302 363-484 218-302

191 163-351 278-302

76

187-208 80-121

145 248

114-155 61-98

236 121 302 302

363 237 345

121 169

326-435 163-266

24-36 42-61 36-48

48 33-50 44-48 65-91

19 31

24-61

18 21-30

15 17 24

13-22 18

187-241

266 242 218 296 339

290-351 109 323

272-381

24 116 41 75

266-348 35-58 22-48

a. Las leguminosas pueden fijar nitrógeno atmosférico b. El pino sureño más común es el pino loblolly c. La rotación a corto plazo con cosechado cada 4-5 años; representa el primer ciclo de crecimiento de los semilleros plantados b) Limitaciones de Fósforo Cuando se especifica que la asimilación de fósforo es la variable limitante, la tasa de aplicación del lodo se debe calcular en base a la carga de fósforo en el lodo, utilizando la ecuación 9-5:

279

RU

Cpp

p

=×( ) ( )1000 (9-5)

donde, Rp = tasa de aplicación de lodo limitado por el fósforo, ton de fósforo/ha.año Up = asimilación anual de fósforo por las plantas, kg/ha.año (Tabla 10.5) Cp = porcentaje de contenido de fósforo en el lodo, expresado como decimal. 1000 = kg/ton de sólidos secos 10.2.5.Requerimientos de Terreno Una vez que se ha establecido la tasa de aplicación, se puede calcular los requerimientos de terreno utilizando la ecuación 9-6:

A QR

s

d

= (9-6)

donde, A = área de aplicación requerida, ha Qs = producción total de lodos, ton de sólidos secos/año Rd = tasa de aplicación de lodos de diseño, ton de sólidos secos/ha.año 10.2.6.Ejemplo de Aplicación Determine la tasa anual de aplicación y los requerimientos de terreno para la aplicación de lodos digeridos a terrenos agrícolas, basados en los sólidos secos. Se cultivará centeno. Las autoridades locales han establecido un límite máximo de carga de cadmio de 18 kg de cadmio/ha. Asuma que se cumplen las siguientes condiciones: Tasa de producción de lodo = 609.6 ton secas/año Características del lodo: Cadmio = 50 ppm Nitrógeno orgánico = 2% Nitrógeno amoniacal = 2% Nitrógeno como nitratos = 0 Tasa de asimilación de nitrógeno por el centeno (Tabla 10.5) = 202 kg nitrógeno/ha.año 1. Determine la cantidad máxima de lodo que puede ser aplicado al sitio durante la vida útil del terreno, utilizando la ecuación 9-1:

280

R kg hakg ton

ton ham = =18

0 00005 1000360/

( . )( / )/

Nota: Se asume que las características del lodo no cambian durante el período de aplicación del lodo al terreno. 2. Determinar la cantidad de nitrógeno disponible en el lodo utilizando las ecuaciones 9-2 y 9-3: a) Determine la tasa de carga de nitrógeno para el primer año de aplicación. N [ NO k ( NH ) f ( N )]N [ . ( . ) . ( . ) ]N kg nitrógeno / ton sólidos secos

a 3 v 4 n 0

a

a

= + += + +=

10001000 0 0 5 0 02 0 2 0 0214

Determinar la fracción decimal de nitrógeno orgánico del primer año de aplicación que queda en el suelo que será mineralizado durante el segundo año de aplicación: ( ) ( ) ( )( ) . . ( . )( ) .

N N f NNN

0 2 0 1 1 0

0 2

0 2

0 02 0 2 0 020 016

= −= −=

c) Determinar la cantidad de nitrógeno disponible en el segundo año de la mineralización del nitrógeno orgánico residual: ( ) [ ( ) ]( ) [ . ( . )]( ) . /

N f NNN kg nitrógeno ton sólidos secos

a

a

a

2 2 0 2

2

2

10001000 0 1 0 0161 6

===

d) Determinar la cantidad total de nitrógeno disponible durante el segundo año: ( )( ) .( ) . /

N N NNN kg nitrógeno ton sólidos secos

a a ap

a

a

= +

= +=

2

2

14 1 615 6

e) De manera similar, la cantidad de nitrógeno disponible durante los siguientes años: ( ) . /( ) . /( ) . / , .

N kg nitrógeno ton sólidos secosN kg nitrógeno ton sólidos secosN kg nitrógeno ton sólidos secos etc

a

a

a

3

4

5

16 316 717 1

===

3. Determine la tasa de aplicación de lodo limitada por nitrógeno, asumiendo que 34.3 lb de nitrógeno/ton de sólidos secos es un valor constante:

281

R UN N

R ton sólids secos ha año

nn

a ap

n

=+

= = ⋅20217 1

11 8.

. /

4. Determine el área requerida para la aplicación del lodo:

A QR

ton añoton acre año

has

d

= =⋅

=609 6

11 751 7. /

. /.

5. Determine el tiempo de vida útil del sitio, basados en la carga de cadmio para asegurar que se cumplan las reglamentaciones para cualquier uso futuro del sitio, incluyendo cultivos.

Vida útil ton haton ha año

años=⋅

=360

11 830 5/

. /.


Curva 10.1. Aplicación de lodos a terrenos agricolas, costo base total.

282

Curva 10.2. Aplicación de lodos a terrenos agricolas, gasto de operación y

mantenimiento.

Curva 10.3. Aplicación de lodos a terrenos forestales, costo base total.

283

Curva 10.4. Aplicación de lodos a terrenos forestales, gasto de operación y mantenimiento.

Curva 10.5. Aplicación a terrenos recuperados, costo base total.

284

Curva 10.6. Aplicación a terrenos recuperados, gasto de operación y

mantenimiento. 10.3.DISPOSICIÓN EN RELLENOS SANITARIOS Si se tiene disponibilidad de un sitio apropiado, se puede utilizar un relleno sanitario para la disposición final de los lodos residuales de plantas de tratamiento. Generalmente se requiere que los lodos sean desaguados antes de su disposición, para reducir el volumen y evitar la generación de lixiviados. En los rellenos sanitarios "reales", los residuos se colocan en una área determinada, compactados con un tractor y cubiertos con 30 cm de tierra. Si diariamente se cubres los residuos, se minimizan los malos olores, así como la presencia de moscas. En algunos rellenos, se han utilizado lodos composteados o tratados químicamente como material de cubierta. Se debe calcular el volumen total de lodos que se dispondrán en el relleno a lo largo de su vida, TSV, m³ TSV = sv * sl * 1000 (9-7) donde, TSV = volumen de lodos que se dispondrán en el relleno, m³ SV = gasto volumétrico de lodos, miles de m³/año SL = tiempo de vida del relleno sanitario, años Después, se calcula el volumen requerido de las trincheras y el área total del relleno,

285

TV = tsv * td ÷ (td - 2) (9-9)

sdar = tv * (ts + tw ) ÷ (td * tw * 1000² * 10,000) (9-10) donde, TV = volumen requerido de las trincheras, m³ TSV = volumen de lodos que se dispondrán en el relleno, m³ TD = profundidad de las trincheras, m SDAR = área total del relleno, ha TW = ancho de la trinchera, m TS = espacio entre trincheras, m 10.3.1.Curvas de Costos A continuación se presentan las curvas para la determinación de los costos del proceso, tanto costo base total como de operación y mantenimiento. Para el uso adecuado de estas curvas es necesario estudiar el capítulo 1.6 de esta guía.

Curva 10.7. Disposicion de lodos en relleno sanitario, costo base total

286

Curva 10.8. Disposicion de lodos en relleno sanitario. Gastos de operación y

mantenimiento

287

11.OTROS PROCESOS 11.1.ESPESAMIENTO CON CENTRIFUGA Las centrífugas se utilizan para espesar y desaguar lodos. La aplicación de centrífugas para el espesamiento está limitado a los lodos activados residuales. El espesamiento por centrifugación involucra la sedimentación de las partículas en el lodo bajo la influencia de las fuerzas centrífugas. Los dos tipos principales de centrfugas que se utilizan actualmente son el de tazón sólido y el de la canasta perforada. (Figura 11.1).

CAJA DE VELOCIDADES

ALIMENTACION

CENTRIFUGADO DESCARGA DELODO ESPESADO

(a)

DESCARGA ALIMENTACIONDE DERRAMAMIENTO

ESPUMAS DELCENTRIFUGADO

LODOESPESADO

TORTA DENSAREMOVIDA AL

FINAL DEL CICLO

(b) a) Tazón sólido b) Canasta perforada

Figura 11.1. Centrifugas utilizadas para el espesamiento de lodo. La centrífuga de tazón sólido consiste en un tazón largo, normalmente montado horizontalmente y sellado de un extremo. Se introduce el lodo continuamente a la unidad y los sólidos se concentran en la periferia. Un tornillo helicoidal, que gira a una velocidad ligeramente diferente, mueve el lodo acumulado hacia el extreno que se encuentra sellado, donde se concentran más los sólidos. El lodo se descarga entonces.

288

La centrífugación en canasta perforada es un proceso tipo batch. El lodo líquido se alimenta a un tazón giratorio montado verticalmente. Los sólidos se acumulan en las paredes del tazón y se decantan. Cuando se alcanza la capacidad máxima de retención de sólidos del tazón (60-85% de la profundidad máxima), el tazón se desacelera y un rastrillo ayuda a remover los sólidos. Este tipo de centrífuga es especialmente útil cuando los lodos son suaves o finos, los cuales son difíciles de filtrar o cuando la naturaleza de los lodos varía mucho. Bajo condiciones normales, el espesamiento centrífugo se puede llevar a cabo satisfactoriamente sin la necesidad de utilizar polímeros. Sin embargo, el mantenimiento y los costos de energía son altos. Por lo tanto, este proceso es atractivo solamente a instalaciones mayores a 0.2 m³/s, donde el espacio es limitado y se pueden encontrar operadores calificados, o para lodos que son difíciles de espesar por otros medio. 11.2.FILTROS PRENSA DE PLACAS Y MARCOS Los filtros prensa de placas y marcos son un equipo que funciona de manera intermitente y ha sido utilizado en la industria para desaguar lodos difíciles de desaguar mediante cualquiera de los otros métodos. La prensa consiste en platos verticales que se sujetan a un marco y que se presionan una contra la otra, como se muestra en la figura 11.2. En la cara de cada plato se monta un medio filtrante, como se muestra en la figura 11.3. El lodo se alimenta a la prensa, los líquidos pasan a través del medio filtrante, mientras que los sólidos se retienen y forman una torta en la superficie del medio filtrante. La alimentación del lodo se detiene cuando los poros del medio filtrnte se taponan y ya no puede atravesar el líquido. Los líquidos desaguados se colectan en la parte de abajo de cada cámara de la prensa. Al principio del ciclo de desaguado, la cantidad de líquidos desaguados puede ser de 7,600 L/h a 11,400 L/h y disminuye conforme se va formando la torta de lodo, hasta alcanzar aproximadamente 1,900 L/h. Cuando la torta llena completamente la cámara de la prensa, la tasa es de prácticamente cero. Las prensas se instalan muy por encima del nivel del piso, para que se puedan colocar bandas transportadoras o camiones, por debajo de las mismas y recoger el lodo cuando es liberado. Las ventajas y desventajas de la utilización de este tipo de prensas se muestran en la tabla 11.1.

289

Extremo fijo Extremo Móvil

Palanca deOperación

Engrane deCerradoEléctrico

Figura 11.2. Vista lateral de un filtro prensa de marcos y placas.

Medio Filtrante

Extremo Fijo

Entrada delLodo

Orificios para drenado dellíquido desaguado

Figura 11.3. Corte de un filtro prensa de placas y marcos.

290

Tabla 11.1. ventajas y desventajas de la utilizacion de filtros prensa de placas y marcos

VENTAJAS DESVENTAJAS Concentraciones altas de sólidos en la torta de

lodos (30 a 50%)

Mejoramiento en la claridad del filtrado

Mejoramiento en la captura de sólidos

Consumo reducido de substancias químicas

Operación intermitente

Altos costos de mano de obra

Limitaciones en el tiempo de vida útil del medio filtrante

Imcompatibilidad del operador

Desmoronamiento de la torta de lodo

Algunos resultados obtenidos en plantas que utilizan el filtro prensa de placas y marcos se pueden observar en la tabla 11.2. Tabla 11.2. Informacion de productividad tipica para filtros prensa de placas y

marcos Tipo de lodo Sólidos

Suspendidos (%)

Acondicionamiento de Sólidos Secos (%)

Sólidos en la Torta de Lodo (%)

Tiempo del

Ciclo (h)Primario Crudo 5-10 Ceniza 100 50 1.5

FeCL3 Cal

5 10

45 2.0

Primario Crudo con menos de 50% de exceso de Lodos

Activados

3-6 Ceniza 150 50 2.0

FeCL3 Cal

5 10

45 2.5

Primario Crudo con mas de 50% de de exceso de Lodos

Activados

1-4 Ceniza 200 50 2.0

FeCL3 Cal

6 12

45 2.5

Digerido y Digerido con menos de 50% de de exceso

de Lodos Activados

6-10 Ceniza 100 50 1.5

FeCL3 Cal

5 10

45 2.0

Digeridos con mas de 50% de de exceso de Lodos

Activados

2-6 Ceniza 200 50 1.5

FeCL3 Cal

7.5 15

45 2.5

Exceso de Lodos Activados Hasta 5 Ceniza 250 50 2.0 FeCL3

Cal 7.5 15

45 2.5

291

11.3.REDUCCIÓN TERMICA 11.3.1.Incinerador de Lechos Fluidizados El incinerador de lecho fluidizado que se utiliza comúnmente para la incineración de lodos es vertical, con una coraza de acero refractario de forma cilíndrica que contiene un lecho de arena (medio) y orificios donde fluye el aire para que se lleve a cabo y se sostenga la combustión. (figura 11.4) Existen incineradores de lecho fluidizado de diferentes tamaños, los cuales varía en un rango de 2.7 a 7.6 m de diámetro.

AIRE YCENIZAS

TAPON DEPRESION

AREALIBRE VENTANILLA DEPARA OBSERVACION

ALIMENTACION EXPANSIONDE ARENA DEL LECHO QUEMADOR

LECHO DETERMOCOPLE ARENA

ALIMENTADORENTRADA DEDE LODO COMBUSTIBLE

TOBERAS

PRECALENTADORDE ENCENDIDO

ARCO PARA LA CAMARAREFRACTARIO DE AIRE

Figura 11.4. Incinerador de lecho fluidizado El lecho de arena, cuando está estático, es de aproximadamente 0.8 m de espesor y descansa sobre un domo de ladrillo o una reja refracteria. El área que soporta el lecho de arena contiene orificios por donde se inyecta el aire a una presión de 20 a 35 kN/m² para fluidizar el lecho. A bajas velocidades, aparecen burbujas de gas de combustión por el lecho fluidizado. El lecho principal de partículas suspendidas se mantiene a cierta elevación en la cámara de combustión y hierve en se lugar. Las unidades que trabajan de esta forma se llaman incineradores de "lecho burbujeante". La masa de sólidos suspendidos y

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gas, cuando se encuentra activo y a la temperatura de operación, se expande hasta el doble del volumen de cuando se encuentra en reposo. El lodo se mezcla rápidamente a través del lecho fluidizado por la acción turbulenta del lecho. La evaporación del agua y combustión del lodo se lleva a cabo rápidamente. Los gases de combustión y las cenizas salen del lecho y son transportadas a través del área libre hacia la salida de gases que se encuentra en la parte superior del incinerador. No hay salida de cenizas por la parte inferior del incinerador. Los gases de combustión y las cenizas se lavan, generalmente, con un lavador venturi. La temperatura mínima necesaria en el lecho de arena antes de alimentar el lodo es de aproximadamente 700°C. La temperatura de la cama de arena se controla entre los 760 y los 820°C. Las corrientes de recirculación consisten en agua de lavado que se produce a una tasa de aproximadamente de 25 a 40 l/kg de sólidos secos alimentados al lecho fluidizado. La mayoría de las cenizas (99%) se capturan en el agua de lavado y la cantidad de sólidos suspendidos es de aproximadamente 20-30% de los sólidos suspendidos alimentados. Como la DBO y la DQO son insignificantes, la corriente de recirculación se manda directamente a una laguna de cenizas. Las partículas y otras emisiones a la atmósfera son similares a las generadas en los hornos de hogar múltiple. El proceso de combustión se controla variando la tasa de alimentación de lodo y el flujo de aire al reactor para oxidar completamente la materia orgánica. Si el proceso es operado continuamente o con paros de corta duración, no hay necesidad de tener una alimentación de combustible auxiliar para el arranque. Una modificación en la tecnología del incinerador de lecho fluidizado es un incinerador con lecho circulante. En esta unidad, el gas del reactor pasa a través de la cámara de combustión a una velocidad mucho mayor, de 3 a 8 m/s. A estas velocidades, las burbulas en el lecho fluidizado desaparecen y predominan las corrientes de sólidos y gases. La masa completa de partículas arrastradas fluyen hacia arriba del reactor hasta un separador de partículas, se almacenan temporalmente, y se recirculan de regreso a la zona primaria de combustión en la parte baja del reactor. Continuamente se retiran cenizas de la parte baja del incinerador. Como en el incinerador de hogar múltiple, el incinerador de lecho fluidizado, aunque muy confiable, es muy complejo y requiere de personal entrenado para su operación. Por esta razón, los incineradores de lecho fluidizado se utilizan en plantas medianas o grandes, pero pueden ser utilizadas en plantas con rangos de flujo menores donde los terrenos para la disposición de los lodos están muy limitados.

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11.3.2.Incinerador de Hogar Múltiple La incineración de hogar múltiple (Figura 11.5) se utiliza para convertir los lodos desaguados en cenizas inertes. Debido a que el proceso es muy complejo y requiere de personal entrenado para su operación, los incineradores de hogar múltiple se utilizan solamente en plantas grandes. Se han utilizado también en instalaciones pequeñas donde no es fácil encontrar terrenos para la disposición de los lodos. El lodo es alimentado al hogar superior y es arrastrado lentamente hacia el centro. Desde el centro, el lodo cae al segundo hogar donde es arrastrado hacia la periferia. El lodo cae al tercer hogar y es nuevamente arrastrado hacia el centro. Las temperaturas más altas se encuentran en los hogares de en medio, donde se quema lodo y combustible auxiliar para mantener la temperatura y la combustión. Se deja entrar aire precalentado por el hogar mas bajo y se deja calentar aún más conforme sube a través de los hogares de la parte media donde se lleva a cabo la combustión. El aire se enfría cuando cede su calor al secar el lodo que entra por los hogares de la parte superior. Los gases de salida con mayor contenido de humedad se encuentra en los hornos más altos, donde el lodo con el mayor contenido de humedad se calienta y el agua se evapora. Se alimenta aire de enfriamiento a la columna central para evitar que se sobrecaliente. Una gran cantidad de este aire, después de pasar a través de la columna central, se recircula al hogar más bajo como aire de combustión precalentado. Un incinerador de hogar múltiple se puede diseñar también como un secador. En este caso, se requiere un horno para proveer gases calientes, y el lodo y los gases fluyen hacia abajo en corriente paralela. Frecuentemente se utiliza la corriente paralela para los procesos de secado para evitar que el material se queme. El lodo alimentado debe contener más del 15% de sólidos debido a las limitaciones de capacidad de evaporación máxima del horno. Generalmente se requiere de combustible auxiliar cuando el lodo contiene entre 15 y 30 % de sólidos. Los lodos con más del 50% de sólidos pueden crear temperaturas mayores a los limites estándares de los hornos refractarios y metalúrgicos. Las tasa de alimentación promedio son de aproximadamente 40 kg/m².h de área efectiva del hogar, pero el rango puede varias entre 25 y 75 kg/m².h. Además del desaguado, se requieren procesos auxiliares como sistemas de manejo de cenizas y algun tipo de lavador en seco o humedo para cumplir con los reglamentos en materia de contaminación del aire. En los lavadores humedos, el agua de lavado entra en contacto con los gases de salida y remueve las partículas. Bajo condiciones apropiadas, la descarga de partículas a la atmósfera es de menos de 0.65 kg/10³ kg de lodo seco alimentado.

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Figura 11.5. Incinerador tipico de hogar multiple

11.3.3.Secadores Indirectos Gracias a su habilidad para manejar materiales viscosos, pegajosos y difíciles de procesar, los secadores indirectos han sido utilizados en l\todo el mundo para secar o desaguar térmicamente lodos de plantas tratamiento de aguas residuales municipales. El secador de discos puede recibir lodos desaguados directamente del equipo de desaguado con hasta 10 a 20 % de sólidos y puede secarlos hasta cualquier cantidad de sólidos requerida, se pueden producir lodos secos hasta 75 a 95% de sólidos. La principal característica del secador de discos es el diseño del rotor. El rotor sencillo está construido por un grupo de discos huecos montados en un eje central. Las superficies externas de los discos proveen del 88 al 100% del total de la superficie de tranferencia de calor del secador. El medio de tranferencia de calor, generalmente vapor, fluye por los discos y se descarga como condensado. El equipo más grande utilizado para lodos tiene un área de tranferencia de calor de 405 m² y puede procesar 40 ton/d cuando es operado como un secador total.

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11.3.4.Hornos Giratorios Los hornos rotatorios pueden ser diseñados como secadores directos o indirectos, y las unidades de combustión pueden ser cocorrientes (gas y sólidos) o contracorriente. Los secadores rotatorios directos generalmente cilindros giratorios que reciben gases a temperaturas medias o bajas. Los hornos indirectos tienen un tubo interno por donde pasan los gases de combustión o el medio de tranferencia de calor, los cuales transfieren el calor al material que se encuentra en la coraza. En los hornos rotatorios, genmeralmente se requiere reciclar el material para facilitar el secado de la alimentación. Los diámetros de los hornos pueden ser de hasta 5 m y la relación de largo y ancho es generalmente de 4 a 10. La eficiencia térmica del horno rotatorio es equivalente a la del incinerador de lecho fluidizado, y superior al de hogar múltiple.

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12.EJEMPLOS DE APLICACIÓN 12.1.PLANTA DE LODOS ACTIVADOS CONVENCIONAL 12.1.1.Datos básicos Gasto = 500 lps Número de módulos = 2 Gasto por módulo = 250 lps Características del agua residual Gasto por módulo = 21,600 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 237 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 213 mg/l Carga diaria de DBO = 5,119 kg/día Carga diaria de SST = 4,601 kg/día Características del agua de recirculación Gasto por módulo = 223 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 1,203 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 1,483 mg/l Carga diaria de DBO = 269 kg/día Carga diaria de SST = 331 kg/día Características del agua residual más recirculación Gasto por módulo = 21,823 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 247 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 226 mg/l Carga diaria de DBO = 5,388 kg/día Carga diaria de SST = 4,932 kg/día Condiciones particulares de descarga Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 30 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 30 mg/l 12.1.2.Tren de tratamiento Líquido: Pretratamiento Sedimentación primaria Tanque de aeración Sedimentación secundaria Desinfección

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Sólido: Espesador por gravedad de banda Digestión anaerobia de lodos Desaguado mediante prensa de filtro de banda 12.1.3.Sedimentador primario Remoción de DBO 35% Remoción de SST 53% DBO en el lodo primario = 1,886 kg/día DBO al secundario = 3,502 kg/día SST en el lodo primario = 2,614 kg/día SST al secundario = 2,318 kg/día % de sólidos en el lodo primario =4% Gasto de lodos primarios =65.35 m3/día Gasto al secundario =21,758 m3/día % de sólidos volátiles en el influente =67% % de sólidos volátiles en el efluente =85% SSV en el influente = 3,305 kg/día SSV en el efluente = 1,970 kg/día SSV en el lodo primario = 1,334 kg/día % de sólidos volátiles en el lodo primario =51% 12.1.4.Lodos activados Gasto de aguas residuales = 21,758 m3/día % de sólidos volátiles en el licor mezclado = 80% Coeficiente de producción de lodos, Y = 0.5 kg SSV/kg DBO Coeficiente de decaimiento endógeno, kd = 0.05 1/día Tiempo de retención celular, Tetac = 10 día Concentración de sólidos en el efluente del sedimentador secundario = 8,000 mg/l DBO en el influente = 160 mg/l % biodegradable de los sólidos del efluente = 65% Sólidos biodegradables en el efluente = 19.50 mg/l DBO de los sólidos del efluente = 18.83 mg/l DBO soluble en el efluente = 11.17 mg/l Gasto de aguas tratadas = 21,588 m3/día DBO en el efluente = 648 kg/día SST en el efluente = 648 kg/día Masa de sólidos volátiles producidos en el reactor

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Px = Y Q (So - S)/1000/(1 + kd Teta) Px = 1,086 kg/día Masa de sólidos totales producidos =1,358 kg/día Masa de sólidos al espesador =1,358 kg/día Gasto de lodos al espesador =170 m3/día 12.1.5.Espesador por gravedad de banda Concentración de lodo influente =0.80% Concentración de lodo espesado =5% Captura de sólidos =90% Polímero =3 kg/ton Carga hidráulica del espesador =39.74 m3/hora/m Con un ancho de banda de 1 m Horas de operación al día =4.27 horas/día Horas de operación para dos módulos =8.54 horas/día Masa de sólidos =1,358 kg/día Masa de polímero = 4.07 kg/día Gasto de lodo espesado =24.44 m3/día Gasto del sobrenadante =145.27 m3/día Carga de sólidos al tanque de mezcla =1,222 kg/día Carga de sólidos del sobrenadante =136 kg/día Concentración de sólidos en el sobrenadante = 935 mg/l DBO de los sólidos suspendidos =722 mg/l Carga de DBO en el sobrenadante =105 kg/día Concentración de sólidos en el lodo espesado = 50,000 mg/l DBO de los sólidos suspendidos =38,624 mg/l Carga de DBO en el lodo espesado =944 kg/día Carga de SST en el lodo espesado =1,222 kg/día 12.1.6.Tanque de mezcla Tiempo de retención =4 hora Gasto de lodos primarios =65.35 m3/día Carga de SST de los lodos primarios =2,614 kg/día Carga de SSV de los lodos primarios =1,334 kg/día Carga de DBO de los lodos primarios =1,886 kg/día Gasto de lodos secundarios espesados = 24.44 m3/día

299

Carga de SST de los lodos secundarios espesados = 1,222 kg/día Carga de SSV de los lodos secundarios espesados = 978 kg/día Carga de DBO de los lodos secundarios espesados = 944 kg/día Gasto de lodos mezclados =89.79 m3/día Carga de SST de los lodos mezclados =3,836 kg/día Carga de SSV de los lodos mezclados =2,312 kg/día Carga de DBO de los lodos mezclados =2,830 kg/día Volumen = 14.96 m3 Con una profundidad de = 3 m Area superficial = 4.99 m Lado cuadrado = 2.23 m 12.1.7.Digestión anaerobia de lodos Profundidad en la pared = 7.5 m Pendiente del fondo = 1:6 Temperatura de operación = 18.3 °C Tiempo de retención, Tetac = 10 día Carga de sólidos =de 2.4 a 6.4 kg SSV/m3/día Producción de gas =de 0.75 a 1.1 m3/kg SSV destruidos DBO en el sobrenadante = 5,000 mg/l SST en el sobrenadante = 5,000 mg/l % de sólidos en el lodo digerido = 5% Coeficiente de producción de lodos, Y = 0.06 kg SSV/kg DBO Coeficiente de decaimiento endógeno, kd = 0.03 1/día Coeficiente de utilización del sustrato, E = 52% Gasto de lodos = 89.79 m3/día Carga de SST = 3,836 kg/día Carga de SSV = 2,312 kg/día Carga de DBO = 2,830 kg/día Carga de DBO última = 4,161 kg/día Volumen del tanque = Q Tetac Volumen =898 m3 Carga volumétrica =2.57 kg SSV/m3/día Con una profundidad de = 7.5 m El área es = 119.72 m2 Diámetro = 12.35 m Profundidad en el fondo = 9.04 m Bordo libre = 1.50 m Profundidad total = 10.54 m

300

Producción de lodos Px = Y ( E So)/1000/(1 + kd Tetac) Px = 100 kg/día Porcentaje de estabilización = (E So - 1.42 Px)/So Porcentaje de estabilización = 49% Producción de gas metano Vgas metano = 0.350 ( E So - 1.42 Px) Vgas metano =708 m3/día Suponiendo una concentración de gas metano de = 68% Producción total de gas = 1,048 m3/día Densidad del gas = 1.04 kg/m3 Producción total de gas = 1,086 kg/día Producción de gas unitaria = 0.91 m3/kg SSV destruidos SSV remanentes = 1,123 kg/día SST remanentes = 2,648 kg/día Gasto del sobrenadante = 13.28 m3/día SST en el sobrenadante = 66 kg/día DBO en el sobrenadante = 66 kg/día Gasto del lodo digerido = 76.51 m3/día SST en el lodo digerido = 2,581 kg/día 12.1.8.Desaguado mediante prensa de filtro de banda Gasto del lodo digerido = 76.51 m3/día SST en el lodo digerido = 2,581 kg/día Concentración de sólidos en la torta de lodo = 20% Peso específico de los sólidos = 1,060 kg/m3 Captura de sólidos = 95% DBO en el filtrado = 1,500 mg/l Carga de sólidos de la prensa = 226.8 kg/hora/m Considerando una prensa de = 1 m Capacidad = 226.8 kg/hora Carga de SST de lodo digerido = 2,581 kg/día Duración de la operación = 11.38 hora/día Producción de torta = 2,452 kg/día Volumen de la torta = 11.57 m3/día Gasto del filtrado = 64.94 m3/día

301

Carga de sólidos en el filtrado = 129 kg/día Concentración de sólidos en el filtrado =1,987 mg/l Carga de DBO en el filtrado =97 kg/día Carga de sólidos a relleno sanitario =2,452 kg/día Volumen de sólidos a relleno sanitario =11.57 kg/día Considerando camiones con capacidad de = 7 m3 Número de viajes por día = 2 12.1.9.Balance de masa Punto Gasto Sólidos Demanda m3/día mg/l % kg/día mg/l % kg/día 1 21,600 213 0.02% 4,601 237 0.02% 5,119 2 21,823 226 0.02% 4,932 247 0.02% 5,388 3 21,758 107 0.01% 2,318 161 0.02% 3,502 4 21,588 30 0.00% 648 30 0.00% 648 5 170 8,000 0.80% 1,358 6 24 50,000 5.00% 1,222 38,624 3.86% 944 7 145 935 0.09% 136 722 0.07% 105 8 65 40,000 4.00% 2,614 28,856 2.89% 1,886 9 90 42,722 4.27% 3,836 31,515 3.15% 2,830 10 1,048 1,035 0.10% 1,086 11 13 5,000 0.50% 66 5,000 0.50% 66 12 77 33,737 3.37% 2,581 13 65 1,987 0.20% 129 1,500 0.15% 97 14 12 212,000 21.20% 2,452

302

1 4

1 31 2

1 11 0

9

8

7

6

5

4321

S e d im e n ta d o rp r im a r io

T a n q u e d ea e re a c ió n

S e d im e n ta d o rs e c u n d a r io

E s p e s a d o r d e b a n d a

T a n q u e d e m e z c la

D ig e s to r a n a e ro b io

P re n s a d e f ilt ro d e b a n d a

Figura 12.1. Diagrama de flujo, ´Planta de lodos activados convencional.

12.2.PLANTA DE LODOS ACTIVADOS CONVENCIONAL 12.2.1.Datos básicos Gasto = 500 lps Número de módulos = 2 Gasto por módulo = 250 lps Características del agua residual Gasto por módulo = 21,600 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 237 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 213 mg/l Carga diaria de DBO = 5,119 kg/día Carga diaria de SST = 4,601 kg/día Características del agua de recirculación Gasto por módulo = 216 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 983 mg/l

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Sólidos suspendidos totales, SST = 1,506 mg/l Carga diaria de DBO = 212 kg/día Carga diaria de SST = 325 kg/día Características del agua residual más recirculación Gasto por módulo = 21,816 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 244 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 226 mg/l Carga diaria de DBO = 5,331 kg/día Carga diaria de SST = 4,926 kg/día Condiciones particulares de descarga Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 30 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 30 mg/l 12.2.2.Tren de tratamiento Líquido: Pretratamiento Sedimentación primaria Tanque de aeración Sedimentación secundaria Desinfección Sólido: Espesador por gravedad de banda Desaguado mediante prensa de filtro de banda Estabilización con cal 12.2.3.Sedimentador primario Remoción de DBO 0.35 Remoción de SST 0.53 DBO en el lodo primario = 1,866 kg/día DBO al secundario = 3,465 kg/día SST en el lodo primario = 2,611 kg/día SST al secundario = 2,315 kg/día % de sólidos en el lodo primario = 0.04 Gasto de lodos primarios = 65.27 m3/día Gasto al secundario = 21,751 m3/día % de sólidos volátiles en el influente = 0.67 % de sólidos volátiles en el efluente = 0.85

304

SSV en el influente = 3,300 kg/día SSV en el efluente = 1,968 kg/día SSV en el lodo primario = 1,333 kg/día % de sólidos volátiles en el lodo primario =51% 12.2.4.Lodos activados Gasto de aguas residuales = 21,751 m3/día % de sólidos volátiles en el licor mezclado = 0.8 Coeficiente de producción de lodos, Y = 0.5 kg SSV/kg DBO Coeficiente de decaimiento endógeno, kd = 0.05 1/día Tiempo de retención celular, Tetac = 10 día Concentración de sólidos en el efluente del sedimentador secundario = 8000 mg/l DBO en el influente = 158.84820 mg/l % biodegradable de los sólidos del efluente = 0.65 Sólidos biodegradables en el efluente = 19.5 mg/l DBO de los sólidos del efluente = 18.8292 mg/l DBO soluble en el efluente = 11.1708 mg/l Gasto de agua tratada = 21,583 m3/día DBO en el efluente = 647 kg/día SST en el efluente = 647 kg/día Masa de sólidos volátiles producidos en el reactor Px = Y Q (So - S)/1000/(1 + kd Teta) Px = 1073.910769 kg/día Masa de sólidos totales producidos =1,342 kg/día Masa de sólidos al espesador =1,342 kg/día Gasto de lodos al espesador =168 m3/día 12.2.5.Espesador por gravedad de banda Concentración de lodo influente = 0.008 Concentración de lodo espesado = 0.05 Captura de sólidos = 0.9 Polímero = 3 kg/ton Carga hidráulica del espesador = 39.74 m3/hora/m

305

Con un ancho de banda de 1 m Horas de operación al día = 4.22 horas/día Horas de operación para dos módulos = 8.44 horas/día Masa de sólidos = 1,342 kg/día Masa de polímero =4.03 kg/día Gasto de lodo espesado = 24 m3/día Gasto del sobrenadante = 144 m3/día Carga de sólidos al tanque de mezcla = 1,208 kg/día Carga de sólidos del sobrenadante = 134 kg/día Concentración de sólidos en el sobrenadante =935 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 722 mg/l Carga de DBO en el sobrenadante = 104 kg/día Concentración de sólidos en el lodo espesado =50,000 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 38,624 mg/l Carga de DBO en el lodo espesado = 933 kg/día Carga de SST en el lodo espesado = 1,208 kg/día 12.2.6.Tanque de mezcla Tiempo de retención =4 hora Gasto de lodos primarios =65 m3/día Carga de SST de los lodos primarios =2,611 kg/día Carga de SSV de los lodos primarios =1,333 kg/día Carga de DBO de los lodos primarios =1,866 kg/día Gasto de lodos secundarios espesados = 24 m3/día Carga de SST de los lodos secundarios espesados = 1,208 kg/día Carga de SSV de los lodos secundarios espesados = 967 kg/día Carga de DBO de los lodos secundarios espesados = 933 kg/día Gasto de lodos mezclados =89 m3/día Carga de SST de los lodos mezclados =3,819 kg/día Carga de SSV de los lodos mezclados =2,299 kg/día Carga de DBO de los lodos mezclados =2,799 kg/día Volumen = 14.91 m3 Con una profundidad de = 3.00 m Area superficial = 4.97 m

306

Lado cuadrado = 2.23 m 12.2.7.Desaguado mediante prensa de filtro de banda Gasto del lodo mezclado = 89 m3/día SST en el lodo mezclado = 3,819 kg/día Concentración de sólidos en la torta de lodo = 0.2 Peso específico de los sólidos = 1,060 kg/m3 Captura de sólidos = 0.95 DBO en el filtrado = 1,500 mg/l Carga de sólidos de la prensa = 227 kg/hora/m Considerando una prensa de = 1.5 m Capacidad = 340.2 kg/hora Carga de SST de lodo digerido = 3,819 kg/día Duración de la operación = 11.23 hora/día Producción de torta = 3,628 kg/día Volumen de la torta = 17 m3/día Gasto del filtrado = 72 m3/día Carga de sólidos en el filtrado = 191 kg/día Concentración de sólidos en el filtrado =2,640 mg/l Carga de DBO en el filtrado =108 kg/día 12.2.8.Estabilización con cal Carga de lodos desaguados =3,628 kg/día Volumen de lodos desaguados =17 m3/día Peso específico de los sólidos =1,060 kg/m3 Dosis de cal necesaria =0.3 kgCa(OH)2/kg Peso específico de la cal =1,600 kg/m3 Cantidad de cal necesaria = 1,088 kg/día Volumen de la cal = 0.68 m3/día Volumen de los sólidos = 3.42 m3/día Volumen de agua = 13.69 m3/día Volumen total de los lodos = 20.54 m3/día Peso total de los sólidos = 4,716 kg/día Concentración de sólidos en la torta de lodo estabilizado = 23% Capacidad del camión = 7 m3 Número de viajes por día = 3

307

12.2.9.Balance de masa

Punto Gasto Sólidos Demanda m3/día mg/l % kg/día mg/l % kg/día 1 21,600 213 0.02% 4,601 237 0.00 5,119 2 21,816 226 0.02% 4,926 244 0.00 5,331 3 21,751 106 0.01% 2,315 159 0.00 3,465 4 21,583 30 0.00% 647 30 0.00 647 5 168 8,000 0.80% 1,342 6 24 50,000 5.00% 1,208 38,624 0.04 933 7 144 935 0.09% 134 722 0.00 104 8 65 40,000 4.00% 2,611 28,589 0.03 1,866 9 89 42,702 4.27% 3,819 31,300 0.03 2,799 10 72 2,640 0.26% 191 1,500 0.00 108 11 17 212,000 21.20% 3,628 12 0 1,600,000 160.00% 1,088 13 21 229,667 22.97% 4,716

1 3

1 21 1

1 0

9

8

7

6

5

4321




E s p e s a d o r d e b a n d a


P re n s a d e f i l t r o d e b a n d a

M o lin o d e m e z c la d e la c a l

C a l

Figura 12.2. Diagrama de flujo planta de lodos activados convencional.

308

12.3.PLANTA DE LODOS ACTIVADOS CONVENCIONAL 12.3.1.Datos básicos Gasto = 500 lps Número de módulos = 2 Gasto por módulo = 250 lps Características del agua residual Gasto por módulo =21,600 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =237 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =213 mg/l Carga diaria de DBO =5,119 kg/día Carga diaria de SST =4,601 kg/día Características del agua de recirculación Gasto por módulo =213 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =725 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =1,122 mg/l Carga diaria de DBO =154 kg/día Carga diaria de SST =239 kg/día Características del agua residual más recirculación Gasto por módulo =21,813 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =242 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =222 mg/l Carga diaria de DBO =5,273 kg/día Carga diaria de SST =4,839 kg/día Condiciones particulares de descarga Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =30 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =30 mg/l 12.3.2.Tren de tratamiento Líquido: Pretratamiento Sedimentación primaria Tanque de aeración Sedimentación secundaria Desinfección

309

Sólido: Espesador por flotación Desaguado mediante prensa de filtro de banda Estabilización con cal 12.3.3.Sedimentador primario Remoción de DBO 35% Remoción de SST 53% DBO en el lodo primario = 1,846 kg/día DBO al secundario = 3,428 kg/día SST en el lodo primario = 2,565 kg/día SST al secundario = 2,275 kg/día % de sólidos en el lodo primario =4% Gasto de lodos primarios =64.12 m3/día Gasto al secundario =21,749 m3/día % de sólidos volátiles en el influente =67% % de sólidos volátiles en el efluente =85% SSV en el influente = 3,242 kg/día SSV en el efluente = 1,933 kg/día SSV en el lodo primario = 1,309 kg/día % de sólidos volátiles en el lodo primario =51% 12.3.4.Lodos activados Gasto de aguas residuales = 21,749 m3/día % de sólidos volátiles en el licor mezclado = 80% Coeficiente de producción de lodos, Y = 0.5 kg SSV/kg DBO Coeficiente de decaimiento endógeno, kd = 0.05 1/día Tiempo de retención celular, Tetac = 10 día Concentración de sólidos en el efluente del sedimentador secundario = 8,000 mg/l DBO en el influente = 157 mg/l % biodegradable de los sólidos del efluente = 65% Sólidos biodegradables en el efluente = 19.50 mg/l DBO de los sólidos del efluente = 18.83 mg/l DBO soluble en el efluente = 11.17 mg/l Gasto de aguas tratadas = 21,583 m3/día DBO en el efluente = 647 kg/día SST en el efluente = 647 kg/día Masa de sólidos volátiles producidos en el reactor

310

Px = Y Q (So - S)/1000/(1 + kd Teta) Px = 1,061 kg/día Masa de sólidos totales producidos =1,327 kg/día Masa de sólidos al espesador =1,327 kg/día Gasto de lodos al espesador =165.84 m3/día 12.3.5.Espesador por flotación Masa de sólidos al espesador = 1,327 kg/día Gasto de lodos al espesador = 165.84 m3/día Concentración de lodo influente = 0.80% Concentración de lodo espesado = 4% Captura de sólidos = 97% Polímero = 3.5 kg/ton Carga de sólidos al espesador = 82.08 kg/m2/día Cantidad de aire = 0.04 kg de aire/kg de sólidos Area superficial = 16.16 m2 Profundidad = 3 m Volumen = 48.49 m3 Tiempo de retención =0.88 hora Con una relación largo:ancho de = 3.00 Ancho = 2.32 Largo = 6.96 Masa de polímero =4.64 kg/día Gasto de lodo espesado = 32.01 m3/día Gasto del sobrenadante = 133.83 m3/día Carga de sólidos al tanque de mezcla = 1,280 kg/día Carga de sólidos del sobrenadante = 46 kg/día Concentración de sólidos en el sobrenadante =347 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 268 mg/l Carga de DBO en el sobrenadante = 36 kg/día Concentración de sólidos en el lodo espesado =40,000 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 30,899 mg/l Carga de DBO en el lodo espesado = 989 kg/día Carga de SST en el lodo espesado = 1,280 kg/día

311

12.3.6.Tanque de mezcla Tiempo de retención =4 hora Gasto de lodos primarios =64.12 m3/día Carga de SST de los lodos primarios =2,565 kg/día Carga de SSV de los lodos primarios =1,309 kg/día Carga de DBO de los lodos primarios =1,846 kg/día Gasto de lodos secundarios espesados = 32.01 m3/día Carga de SST de los lodos secundarios espesados = 1,280 kg/día Carga de SSV de los lodos secundarios espesados = 1,024 kg/día Carga de DBO de los lodos secundarios espesados = 989 kg/día Gasto de lodos mezclados =96.13 m3/día Carga de SST de los lodos mezclados =3,845 kg/día Carga de SSV de los lodos mezclados =2,333 kg/día Carga de DBO de los lodos mezclados =2,835 kg/día Volumen = 16.02 m3 Con una profundidad de = 3 m Area superficial = 5.34 m Lado cuadrado = 2.31 m 12.3.7.Desaguado mediante prensa de filtro de banda Gasto del lodo mezclado = 96.13 m3/día SST en el lodo mezclado = 3,845 kg/día Concentración de sólidos en la torta de lodo = 20% Peso específico de los sólidos = 1,060 kg/m3 Captura de sólidos = 95% DBO en el filtrado = 1,500 mg/l Carga de sólidos de la prensa = 250 kg/hora/m Considerando una prensa de = 1.5 m Capacidad = 375 kg/hora Carga de SST de lodo digerido = 3,845 kg/día Duración de la operación = 10.25 hora/día Producción de torta = 3,653 kg/día Volumen de la torta = 17.23 m3/día Gasto del filtrado = 78.90 m3/día Carga de sólidos en el filtrado = 192 kg/día Concentración de sólidos en el filtrado =2,437 mg/l Carga de DBO en el filtrado =118 kg/día

312

12.3.8.Estabilización con cal Carga de lodos desaguados =3,653 kg/día Volumen de lodos desaguados =17.23 m3/día Peso específico de los sólidos =1,060 kg/m3 Dosis de cal necesaria =0.3 kgCa(OH)2/kg Peso específico de la cal =1,600 kg/m3 Cantidad de cal necesaria = 1,096 kg/día Volumen de la cal = 0.68 m3/día Volumen de los sólidos = 3.45 m3/día Volumen de agua = 13.78 m3/día Volumen total de los lodos = 20.68 m3/día Peso total de los sólidos = 4,749 kg/día Concentración de sólidos en la torta de lodo estabilizado = 23% Capacidad del camión = 7 m3 Número de viajes por día = 3 12.3.9.Balance de masa

Punto Gasto Sólidos Demanda m3/día mg/l % kg/día mg/l % kg/día 1 21,600 213 0.02% 4,601 237 0.02% 5,119 2 21,732 223 0.02% 4,853 239 0.02% 5,201 3 21,536 106 0.01% 2,275 159 0.02% 3,428 4 21,370 0 0.00% 0 0 0.00% 0 5 166 8,000 0.80% 1,327 6 32 40,000 4.00% 1,280 30,899 3.09% 989 7 134 347 0.03% 46 268 0.03% 36 8 64 40,000 4.00% 2,565 28,784 2.88% 1,846 9 96 40,000 4.00% 3,845 29,488 2.95% 2,835 10 79 2,437 0.24% 192 1,500 0.15% 118 11 17 212,000 21.20% 3,653 12 0 1,600,000 160.00 1,096 13 21 229,667 22.97% 4,749

313

1 3

1 21 1

1 0

9

8

7

6

5

4321


T a n q u e d ea e r e a c ió n


E s p e s a d o r p o r f lo ta c ió n


P r e n s a d e f i l t r o d e b a n d a

M o lin o d e m e z c la d e la c a l

C a l

Figura 12.3. Diagrama de flujo planta de lodos activados convencional

12.4.PLANTA DE LODOS ACTIVADOS CONVENCIONAL 12.4.1.Datos básicos Gasto = 500 lps Número de módulos = 2 Gasto por módulo = 250 lps Características del agua residual Gasto por módulo =21,600 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =237 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =213 mg/l Carga diaria de DBO =5,119 kg/día Carga diaria de SST =4,601 kg/día Características del agua de recirculación Gasto por módulo =232 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =1,633 mg/l

314

Sólidos suspendidos totales, SST =2,980 mg/l Carga diaria de DBO =378 kg/día Carga diaria de SST =690 kg/día Características del agua residual más recirculación Gasto por módulo =21,832 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =252 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =242 mg/l Carga diaria de DBO =5,497 kg/día Carga diaria de SST =5,291 kg/día Condiciones particulares de descarga Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =30 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =30 mg/l 12.4.2.Tren de tratamiento Líquido: Pretratamiento Sedimentación primaria Tanque de aeración Sedimentación secundaria Desinfección Sólido: Espesador por gravedad de banda Digestión aerobia de lodos Desaguado mediante prensa de filtro de banda 12.4.3.Sedimentador primario Remoción de DBO 35% Remoción de SST 53% DBO en el lodo primario = 1,924 kg/día DBO al secundario = 3,573 kg/día SST en el lodo primario = 2,804 kg/día SST al secundario = 2,487 kg/día % de sólidos en el lodo primario =4% Gasto de lodos primarios =70.10 m3/día Gasto al secundario =21,761 m3/día % de sólidos volátiles en el influente =67% % de sólidos volátiles en el efluente =85% SSV en el influente = 3,545 kg/día

315

SSV en el efluente = 2,114 kg/día SSV en el lodo primario = 1,431 kg/día % de sólidos volátiles en el lodo primario =51% 12.4.4.Lodos activados Gasto de aguas residuales = 21,761 m3/día % de sólidos volátiles en el licor mezclado = 80% Coeficiente de producción de lodos, Y = 0.5 kg SSV/kg DBO Coeficiente de decaimiento endógeno, kd = 0.05 1/día Tiempo de retención celular, Tetac = 10 día Concentración de sólidos en el efluente del sedimentador secundario = 8,000 mg/l DBO en el influente = 164 mg/l % biodegradable de los sólidos del efluente = 65% Sólidos biodegradables en el efluente = 19.50 mg/l DBO de los sólidos del efluente = 18.83 mg/l DBO soluble en el efluente = 11.17 mg/l Gasto de aguas tratadas = 21,588 m3/día DBO en el efluente = 648 kg/día SST en el efluente = 648 kg/día Masa de sólidos volátiles producidos en el reactor Px = Y Q (So - S)/1000/(1 + kd Teta) Px = 1,110 kg/día Masa de sólidos totales producidos =1,387 kg/día Masa de sólidos al espesador =1,387 kg/día Gasto de lodos al espesador =173.41 m3/día 12.4.5.Espesador por gravedad de banda Concentración de lodo influente = 0.80% Concentración de lodo espesado = 5% Captura de sólidos = 90% Polímero = 3 kg/ton Carga hidráulica del espesador = 39.74 m3/hora/m Con un ancho de banda de 1 m Horas de operación al día = 4.36 horas/día Horas de operación para dos módulos = 8.73 horas/día Masa de sólidos = 1,387 kg/día Masa de polímero =4.16 kg/día

316

Gasto de lodo espesado = 24.97 m3/día Gasto del sobrenadante = 148.44 m3/día Carga de sólidos al tanque de mezcla = 1,249 kg/día Carga de sólidos del sobrenadante = 139 kg/día Concentración de sólidos en el sobrenadante =935 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 722 mg/l Carga de DBO en el sobrenadante = 107 kg/día Concentración de sólidos en el lodo espesado =50,000 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 38,624 mg/l Carga de DBO en el lodo espesado = 964 kg/día Carga de SST en el lodo espesado = 1,249 kg/día 12.4.6.Tanque de mezcla Tiempo de retención =4 hora Gasto de lodos primarios =70.10 m3/día Carga de SST de los lodos primarios =2,804 kg/día Carga de SSV de los lodos primarios =1,431 kg/día Carga de DBO de los lodos primarios =1,924 kg/día Gasto de lodos secundarios espesados = 24.97 m3/día Carga de SST de los lodos secundarios espesados = 1,249 kg/día Carga de SSV de los lodos secundarios espesados = 999 kg/día Carga de DBO de los lodos secundarios espesados = 964 kg/día Gasto de lodos mezclados =95.07 m3/día Carga de SST de los lodos mezclados =4,053 kg/día Carga de SSV de los lodos mezclados =2,430 kg/día Carga de DBO de los lodos mezclados =2,889 kg/día Volumen = 15.85 m3 Con una profundidad de = 3 m Area superficial = 5.28 m Lado cuadrado = 2.30 m 12.4.7.Digestión aerobia de lodos Gasto de lodos mezclados = 95 Concentración de SST de los lodos mezclados = 42,626 Concentración de DBO de los lodos mezclados = 30,382 Reducción de sólidos volátiles = 40% Temperatura de operación = 26.7 °C Tiempo de retención, Tetac = 18 día

317

Fracción de la DBO debida a los lodos primarios, Y = 67% Coeficiente de decaimiento endógeno, Kd = 0.12 1/día Fracción volátil de los lodos del digestor, Pv = 0.8 Concentración de sólidos suspendidos en el digestor = 50,000 DBO en el sobrenadante = 5,000 mg/l SST en el sobrenadante = 10,000 mg/l Oxígeno requerido = 2 Kg O2/Kg SSV Volumen del digestor V = Q (Xi + YSi)/X (Kd Pv + 1/Tetac) V = 789 m3 Tiempo de retención hidráulico = 8.30 día Con una profundidad de = 3 m Area superficial =263 m2 Con una relación largo:ancho de =2 Ancho = 11.47 m Largo = 22.93 m Necesidades de oxígeno O2 = 4,860 kg/día Se consideran aeradores mecánicos superficiales flotantes de alta velocidad Tasa de transferencia, kgO2/HP-hora1.35 Temperatura, oC20 Altitud, m500 Alfa0.85 Beta1 Concentración mínima de oxígeno en el tanque, mg/l1 Concentración de saturación del oxígeno a 20 oC, mg/l9.17 Corrección por altitud 1 Potencia para mezclado, hp/m30.0301725 Ajuste de la tasa de transferencia N = No(Beta Cs - Cl)/9.17 Alfa 1.024^(T - 20) Tasa ajustada =1.02kg O2/HP-hora Potencia necesaria =198.07HP Revisión por mezclado

318

Potencia necesaria =23.80 HP La potencia a propocionar en aeración es suficiente para el mezclado Potencia de los aeradores = 100 HP Número de aeradores = 2 SSV remanentes = 1,458 kg/día SST remanentes = 3,081 kg/día Gasto del sobrenadante = 41.83 m3/día SST en el sobrenadante = 418 kg/día DBO en el sobrenadante = 209 kg/día Gasto del lodo digerido = 53.25 m3/día SST en el lodo digerido = 2,662 kg/día 12.4.8.Desaguado mediante prensa de filtro de banda Gasto del lodo digerido = 53.25 m3/día SST en el lodo digerido = 2,662 kg/día Concentración de sólidos en la torta de lodo = 20% Peso específico de los sólidos = 1,060 kg/m3 Captura de sólidos = 95% DBO en el filtrado = 1,500 mg/l Carga de sólidos de la prensa = 226.8 kg/hora/m Considerando una prensa de = 1 m Capacidad = 226.8 kg/hora Carga de SST de lodo digerido = 2,662 kg/día Duración de la operación = 11.74 hora/día Producción de torta = 2,529 kg/día Volumen de la torta = 11.93 m3/día Gasto del filtrado = 41.32 m3/día Carga de sólidos en el filtrado = 133 kg/día Concentración de sólidos en el filtrado =3,222 mg/l Carga de DBO en el filtrado =62 kg/día Carga de sólidos a relleno sanitario =2,529 kg/día Volumen de sólidos a relleno sanitario =11.93 kg/día Considerando camiones con capacidad de = 7 m3 Número de viajes por día = 2

319

12.4.9.Balance de masa

Punto Gasto Sólidos Demanda m3/día mg/l % kg/día mg/l % kg/día 1 21,600 213 0.02% 4,601 237 0.02% 5,119 2 21,832 242 0.02% 5,291 252 0.03% 5,497 3 21,761 114 0.01% 2,487 164 0.02% 3,573 4 21,588 30 0.00% 648 30 0.00% 648 5 173 8,000 0.80% 1,387 6 25 50,000 5.00% 1,249 38,624 3.86% 964 7 148 935 0.09% 139 722 0.07% 107 8 70 40,000 4.00% 2,804 27,447 2.74% 1,924 9 95 42,626 4.26% 4,053 30,382 3.04% 2,889 10 42 10,000 1.00% 418 5,000 0.50% 209 11 53 50,000 5.00% 2,662 12 41 3,222 0.32% 133 1,500 0.15% 62 13 12 212,000 21.20% 2,529

1 3

1 2

1 1

1 09

8

7

6

5

4321




E s p e s a d o r p o r f lo ta c ió n


D ig e s to r a e ro b io

P re n s a d e f iltro d e b a n d a

Figura 12.4. Diagrama de flujo de planta de lodos activados convencional

320

12.5.PLANTA DE FILTROS ROCIADORES 12.5.1.Datos básicos Gasto = 500 lps Número de módulos = 2 Gasto por módulo = 250 lps Características del agua residual Gasto por módulo = 21,600 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 237 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 213 mg/l Carga diaria de DBO = 5,119 kg/día Carga diaria de SST = 4,601 kg/día Características del agua de recirculación Gasto por módulo = 291 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 4,800 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 9,235 mg/l Carga diaria de DBO = 1,397 kg/día Carga diaria de SST = 2,687 kg/día Características del agua residual más recirculación Gasto por módulo = 21,891 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 298 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 333 mg/l Carga diaria de DBO = 6,516 kg/día Carga diaria de SST = 7,288 kg/día Condiciones particulares de descarga Demanda bioquímica de oxígeno, DBO = 50 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST = 50 mg/l 12.5.2.Tren de tratamiento Líquido: Pretratamiento Sedimentación primaria Filtro rociador Sedimentación secundaria Desinfección

321

Sólido: Espesador por gravedad Digestión anaerobia de lodos Desaguado mediante centrífuga 12.5.3.Sedimentador primario Remoción de DBO =35% Remoción de SST =53% DBO en el lodo primario = 2,281 kg/día DBO al secundario = 4,235 kg/día SST en el lodo primario = 3,863 kg/día SST al secundario = 3,425 kg/día % de sólidos en el lodo primario =4% Gasto de lodos primarios =96.57 m3/día Gasto al secundario =21,794 m3/día % de sólidos volátiles en el influente =67% % de sólidos volátiles en el efluente =85% SSV en el influente = 4,883 kg/día SSV en el efluente = 2,912 kg/día SSV en el lodo primario = 1,971 kg/día % de sólidos volátiles en el lodo primario =51% 12.5.4.Filtro rociador Carga de lodos del filtro rociador = 0.8 kg/kg DBO/día DBO de los sólidos del filtro = 0.5 kg DBO/kg SST Carga de DBO en el influente = 4,235 kg/día Carga de DBO en el efluente = 406 kg/día Carga de lodos del filtro rociador = 3,064 kg/día Carga de DBO de los lodos del filtro rociador = 1,532 kg/día 12.5.5.Sedimentador secundario Concentración de la purga de lodos = 1.50% % biodegradable de los sólidos del efluente = 65% Sólidos biodegradables en el efluente = 32.50 mg/l DBO de los sólidos del efluente = 31.38 mg/l DBO soluble en el efluente = 18.62 mg/l Gasto de agua tratada = 21,590 m3/día DBO en el efluente = 1,080 kg/día SST en el efluente = 1,080 kg/día

322

Gasto de lodo al primario = 204.25 m3/día Carga de SST al primario = 1,984 kg/día Carga de DBO al primario = 992 kg/día 12.5.6.Espesador por gravedad Gasto de lodos primarios = 96.57 m3/día Carga de SST de los lodos primarios = 3,863 kg/día Concentración de lodo influente = 4.00% Concentración de lodo espesado = 7% Carga de sólidos = 117.60 kg/m2/día Tasa superficial = 24.00 m/día Captura de sólidos = 90% Profundidad del tanque = 3.50 m Polímero = 3 kg/ton Area superficial = 32.85 m2 Diámetro = 6.47 m Carga hidráulica = 2.94 m/día Masa de polímero =11.59 kg/día Gasto de lodo espesado = 49.66 m3/día Gasto del sobrenadante = 46.90 m3/día Carga de sólidos al digestor = 3,476 kg/día Carga de sólidos del sobrenadante = 386 kg/día Concentración de sólidos en el sobrenadante =8,235 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 6,362 mg/l Carga de DBO en el sobrenadante = 298 kg/día Concentración de sólidos en el lodo espesado =70,000 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 54,074 mg/l Carga de DBO en el lodo espesado = 2,686 kg/día Carga de SST en el lodo espesado = 3,476 kg/día Carga de SSV en el lodo espesado = 1,774 kg/día 12.5.7.Digestión anaerobia de lodos Profundidad en la pared = 7.5 m Pendiente del fondo = 1:6 Temperatura de operación = 18.3 °C Tiempo de retención, Tetac = 14 día Carga de sólidos =de 2.4 a 6.4kg SSV/m3/día Producción de gas =de 0.75 a 1.1m3/kg SSV destruidos

323

Capacidad calorífica del metano = 9.93 Kwh/m3 DBO en el sobrenadante = 5,000 mg/l SST en el sobrenadante = 5,000 mg/l % de sólidos en el lodo digerido = 5% Coeficiente de producción de lodos, Y = 0.06 kg SSV/kg DBO Coeficiente de decaimiento endógeno, kd = 0.03 1/día Coeficiente de utilización del sustrato, E = 52% Gasto de lodos = 49.66 m3/día Carga de SST = 3,476 kg/día Carga de SSV = 1,774 kg/día Carga de DBO = 2,686 kg/día Carga de DBO última = 3,949 kg/día Volumen del tanque = Q Tetac Volumen =695 m3 Carga volumétrica =2.55 kg SSV/m3/día Con una profundidad de = 7.5 m El área es = 92.71 m2 Diámetro = 10.87 m Profundidad en el fondo = 8.86 m Bordo libre = 1.50 m Profundidad total = 10.36 m Producción de lodos Px = Y ( E So)/1000/(1 + kd Tetac) Px = 87 kg/día Porcentaje de estabilización = (E So - 1.42 Px)/So Porcentaje de estabilización = 49% Producción de gas metano Vgas metano = 0.350 ( E So - 1.42 Px) Vgas metano = 676 m3/día Capacidad calorífica =280 kwh/día Capacidad calorífica =15.62 HP Suponiendo una concentración de gas metano de =68% Producción total de gas =1,001 m3/día Densidad del gas =1.04 kg/m3

324

Producción total de gas =1,036 kg/día Producción de gas unitaria =1.13 m3/kg SSV destruidos SSV remanentes =867 kg/día SST remanentes =2,569 kg/día Gasto del sobrenadante =13.28 m3/día SST en el sobrenadante =66 kg/día DBO en el sobrenadante =66 kg/día Gasto del lodo digerido =36.38 m3/día SST en el lodo digerido =2,503 kg/día 12.5.8.Desaguado mediante centrífuga Gasto del lodo digerido =36.38 m3/día SST en el lodo digerido =2,503 kg/día Concentración de sólidos en la torta de lodo =22% Peso específico de los sólidos =1,060 kg/m3 Captura de sólidos =90% DBO en el filtrado =1,500 mg/l Considerando un periodo de operación diario de =8 hora Capacidad = 4.55 m3/hora Una centrífuga con tazón de 230 mm de diámetro y motor de 15 HP procesa =3.5 m3/hora Periodo de operación al día =11 hora Producción de torta =2,253 kg/día Volumen de la torta =9.88 m3/día Gasto del filtrado =26.50 m3/día Carga de sólidos en el filtrado =250 kg/día Concentración de sólidos en el filtrado = 9,446 mg/l Carga de DBO en el filtrado = 40 kg/día Carga de sólidos a relleno sanitario = 2,253 kg/día Volumen de sólidos a relleno sanitario = 9.88 m3/día Considerando camiones con capacidad de =7 m3 Número de viajes por día =2

325

12.5.9.Balance de masa Punto Gasto Sólidos Demand m3/día mg/l % kg/día mg/l % kg/día 1 21,600 213 0.02% 4,601 237 0.02% 5,119 2 21,891 333 0.03% 7,288 298 0.03% 6,516 3 21,794 157 0.02% 3,425 194 0.02% 4,235 4 21,590 50 0.00% 1,080 50 0.00% 1,080 5 204 9,715 0.97% 1,984 4,857 0.49% 992 6 97 40,000 4.00% 3,863 23,616 2.36% 2,281 7 47 8,235 0.82% 386 6,362 0.64% 298 8 50 70,000 7.00% 3,476 54,074 5.41% 2,686 9 13 5,000 0.50% 66 5,000 0.50% 66 10 1,001 1,035 0.10% 1,036 11 36 68,799 6.88% 2,503 12 26 9,446 0.94% 250 1,500 0.15% 40 13 10 227,900 22.79% 2,253

1 3

1 2

1 1

1 0

9

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7

6

5

4

321

S e d im e n ta d o rp r im a r io S e d im e n ta d o r

s e c u n d a r io

F i lt r o r o c ia d o r

E s p e s a d o r p o r g r a v e d a d

D ig e s to r a n a e ro b io

C e n tr ifu g a

Figura 12.5. Diagrama de flujo planta de filtros rociadores.

326

12.6.PLANTA DE FILTROS ROCIADORES 12.6.1.Datos básicos Gasto = 500 lps Número de módulos = 2 Gasto por módulo = 250 lps Características del agua residual Gasto por módulo =21,600 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =237 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =213 mg/l Carga diaria de DBO =5,119 kg/día Carga diaria de SST =4,601 kg/día Características del agua de recirculación Gasto por módulo =191 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =7,543 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =13,697 mg/l Carga diaria de DBO =1,441 kg/día Carga diaria de SST =2,617 kg/día Características del agua residual más recirculación Gasto por módulo =21,791 m3/día Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =301 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =331 mg/l Carga diaria de DBO =6,560 kg/día Carga diaria de SST =7,218 kg/día Condiciones particulares de descarga Demanda bioquímica de oxígeno, DBO =50 mg/l Sólidos suspendidos totales, SST =50 mg/l 12.6.2.Tren de tratamiento Líquido: Pretratamiento Sedimentación primaria Filtro rociador Sedimentación secundaria Desinfección Sólido:

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Espesador por gravedad Estabilización con cal Lechos de secado 12.6.3.Sedimentador primario Remoción de DBO =35% Remoción de SST =53% DBO en el lodo primario = 2,296 kg/día DBO al secundario = 4,264 kg/día SST en el lodo primario = 3,825 kg/día SST al secundario = 3,392 kg/día % de sólidos en el lodo primario =4% Gasto de lodos primarios =95.63 m3/día Gasto al secundario =21,695 m3/día % de sólidos volátiles en el influente =67% % de sólidos volátiles en el efluente =85% SSV en el influente = 4,836 kg/día SSV en el efluente = 2,883 kg/día SSV en el lodo primario = 1,952 kg/día % de sólidos volátiles en el lodo primario =51% 12.6.4.Filtro rociador Carga de lodos del filtro rociador = 0.8 kg/kg DBO/día DBO de los sólidos del filtro = 0.5 kg DBO/kg SST Carga de DBO en el influente = 4,264 kg/día Carga de DBO en el efluente = 404 kg/día Carga de lodos del filtro rociador = 3,088 kg/día Carga de DBO de los lodos del filtro rociador = 1,544 kg/día 12.6.5.Sedimentador secundario Concentración de la purga de lodos = 1.50% % biodegradable de los sólidos del efluente = 65% Sólidos biodegradables en el efluente = 32.50 mg/l DBO de los sólidos del efluente = 31.38 mg/l DBO soluble en el efluente = 18.62 mg/l Gasto de agua tratada = 21,559 m3/día DBO en el efluente = 1,078 kg/día SST en el efluente = 1,078 kg/día Gasto de lodo al primario = 134.02 m3/día

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Carga de SST al primario = 2,010 kg/día Carga de DBO al primario = 1,005 kg/día 12.6.6.Espesador por gravedad Gasto de lodos primarios = 95.63 m3/día Carga de SST de los lodos primarios = 3,825 kg/día Concentración de lodo influente = 4.00% Concentración de lodo espesado = 7% Carga de sólidos = 117.60 kg/m2/día Tasa superficial = 24.00 m/día Captura de sólidos = 90% Profundidad del tanque = 3.50 m Polímero = 3 kg/ton Area superficial = 32.53 m2 Diámetro = 6.44 m Carga hidráulica = 2.94 m/día Masa de polímero =11.48 kg/día Gasto de lodo espesado = 49.18 m3/día Gasto del sobrenadante = 46.45 m3/día Carga de sólidos al digestor = 3,443 kg/día Carga de sólidos del sobrenadante = 383 kg/día Concentración de sólidos en el sobrenadante =8,235 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 6,362 mg/l Carga de DBO en el sobrenadante = 296 kg/día Concentración de sólidos en el lodo espesado =70,000 mg/l DBO de los sólidos suspendidos = 54,074 mg/l Carga de DBO en el lodo espesado = 2,660 kg/día Carga de SST en el lodo espesado = 3,443 kg/día Carga de SSV en el lodo espesado = 1,757 kg/día 12.6.7.Estabilización con cal Carga de lodos espesados =3,443 kg/día Volumen de lodos espesados =49.18 m3/día Peso específico de los sólidos =1,060 kg/m3 Dosis de cal necesaria =0.3 kgCa(OH)2/kg Peso específico de la cal =1,600 kg/m3 Cantidad de cal necesaria = 1,033 kg/día Volumen de la cal = 0.65 m3/día Volumen de los sólidos = 3.25 m3/día

329

Volumen de agua = 45.94 m3/día Volumen total de los lodos = 52.43 m3/día Peso total de los sólidos = 4,476 kg/día Concentración de sólidos en el lodo estabilizado = 9% 12.6.8.Lechos de secado Tasa de evaporación anual, E =1,691 mm Factor de eficiencia de la evaporación, Ee =50% Espesor de lodo aplicado, D(i) =0.3 m Contenido de sólidos inicial, DS(i) =8.54% Contenido de sólidos final, DS(f) =25.00% Captura de sólidos =95% Carga de sólidos =4,476 kg/día Volumen de lodos =52 m3/día La profundidad final está dada por: D(f) = D(i) DS(i)/DS(f) D(f) = 0.10 m El cambio en la profundidad es: DD = D(i) - D(f) DD = 0.20 m El porcentaje de agua drenada es =20% estimado DD (u) =0.06 m DD(e) = DD - DD(u) DD(e) = 0.14 m El tiempo necesario para evaporar el resto del agua es: T = DD(e)/(Ee E) T = 0.16 año = 1.95 meses El número de aplicaciones es de:6 al año La producción de los lechos es por lo tanto de: Carga superficial = 157 kg/m2/año El área requerida para el lodo producido es de: Area =10,377 m2

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Dimensionamiento de los lechos Considerando lechos con un ancho de7.5 m y una longitud de:60 m El área de un lecho es de:450 m2 Y el número de lechos es de:24 lechos El volumen de lodo de un lecho es de:135 m3 Y se llena en:2.57 días Y debe desocuparse antes de:62 días Masa de sólidos desaguados =4,252 kg/día Volumen de lodo producido =17.01 m3/día Cantidad de agua evaporada =24.04 m3/día Cantidad de agua drenada =10.49 m3/día Carga de SST en el agua drenada =224 kg/día Carga de DBO del agua drenada =140 kg/día Capacidad del camión =7 m3 Número de viajes por día =3 12.6.9.Balance de masa Punto Gasto Sólidos Demand m3/día mg/l % kg/día mg/l % kg/día 1 21,600 213 0.02% 4,601 237 0.02% 5,119 2 21,791 331 0.03% 7,218 301 0.03% 6,560 3 21,695 156 0.02% 3,392 197 0.02% 4,264 4 21,559 50 0.00% 1,078 50 0.00% 1,078 5 134 15,000 1.50% 2,010 7,500 0.75% 1,005 6 96 40,000 4.00% 3,825 24,010 2.40% 2,296 7 46 8,235 0.82% 383 6,362 0.64% 296 8 49 70,000 7.00% 3,443 9 0 1,600,000 160.00% 1,033 10 52 85,363 8.54% 4,476 11 24 0 0.00% 0 12 10 21,341 2.13% 224 13,394 1.34% 140 13 17 250,000 25.00% 4,252

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1 3

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S e d im e n ta d o rp r im a r io S e d im e n ta d o r

s e c u n d a r io

F i l t r o r o c ia d o r

E s p e s a d o r p o r g ra v e d a d

E s ta b il iz a c ió n c o n c a l

L e c h o s d e s e c a d o

C a l

Figura 12.6. Diagrama de flujo planta de filtros rociadores.

332

REFERENCIAS Metcalf and Eddy, Inc., "Wastewater Engineering: Treatment, Disposal, Reuse." 2a Edición, McGraw-Hill, Inc., Nueva York, N.Y. (1979). "Process Design Manual, Sludge Treatment and Disposal." EPA625/-79-011, U.S. EPA, Office Res. Dev., Cincinnati, Ohio (1979). "Sludge Dewatering." Manual of Practice No. 20, Water Pollut. Control Fed., Alexandria, VA (1983). "Sludge Thickening." Manual of Practice No. FD-1, Water Pollut. Control Fed., Alexandria, VA (1980). Mulbarger, M.C., et al. "Pipeline Friction Losses for Wastewater Sludges," J. Water Pollut. Control Fed., 53, 1303 (1981). Borrowman, D., "Wastewater Sludge Characterístics and Pumping Application Guide," WEMCO Pump Company, Sacramento, Calif. (1985). Carthew, G.A., et al. "Development of Dynamic Head Loss Criteria of Raw Sludge Pumping," J. Water Pollut. Control Fed. 55, 472 (1983). Wagner, R.L., "Sludge Digester Heating," Alfa-Laval Thermal Co., Ventura, Calif. (1990). Levine, L., "An Introduction to the Measurements of Viscosity." Viscous Products. Feb., 14 (1987). Levine, L., "Coming to Grips with Rheology." Viscous Products. Oct., 32 (1986). Spaar, A., "Pumping Sludge Long Distances," J. Water Pollut.Control Fed. 44, 1702 (1972). Raynes, B.C., "Economic Transport of Digested Sludge Slurries," J. Water Pollut. Control Fed., 42, 1379 (1970). Setterwall, F., "Discussion/Communication on 'Pumping Sludge Long Distances'", J. Water Pollut. Control Fed. 44, 1648 (1972). Sanks, R.L., et al., (Ed.), "Pumping Station Design,"Butterworths, Stoneham, Mass. (1989). "Handbook: Identification and Correction of Typical Design Deficiencies at Municipal Wastewater Treatment Facilities, I" EPA-625/6-82-007, U.S. EPA, Munic. Environ. Res. Lab., Cincinnati, Ohio (1982). Rice, G.A. y Lindow, D.J., "HDRPPs for Sludge Cake Transport", trabajo presentado en la 59ava Annual CWPCA Conf., San Diego, Calif. (1987). Conveyor Equipment Manufacturers Association, "Belt Conveyors for Bulk Materials." 2a Ed., CBI Publishing Company, Boston, Mass. (1979). "Sewage Sludge II: Conditioning, Dewatering and Thermal Drying." Manual of British Practice in Water Pollut. Control, IWPC, Maidstone, Kent, U.K. (1981). Benefield, L.A., et al. "Process Chemistry for Water and Wastewater Treatment." Prentice-Hall, Inc., Englewood Cliffs, N.J. (1982). "Operation and Maintenance of Sludge Dewatering Systems."Manual of Practice No. OM-8, Water Pollut. Control Fed., Alexandria, VA (1987) "Sludge Conditioning." Manual of Practice No. FD-14, Water Pollut. Control Fed., Alexandria, VA (1988). "Wastewater Treatment Plant Design." Manual of Practice No.8, Water Pollut. Control Fed., Alexandria, VA (1982).

333

"Process Design Manual - Suspended Solids Removal." EPA625/1-75-003a, U.S.EPA, Office Res. Dev., Cincinnati, Ohio (1975). "Chemical Aids Manual for Wastewater Treatment Facilities."EPA 430/9-79-018, U.S.EPA, Office Water Program Oper., Washington, D.C. (1979). Vesilind, A.P., "Treatment and Disposal of Wastewater Sludges." Ann Arbor Sci. Publisher, Inc., Mich. (1979). "Innovative and Alternative Technology Assessment Manual."EPA 430/9-78-009, U.S.EPA, Office Water Program Oper., Washington, D.C. (1978). "Handbook of Estimating Sludge Management Costs." EPA625/6-85/010, U.S.EPA, Water Eng. Res. Lab., Lancaster, Pa. (1985). MacConnell, G.S., et al. "Full Scale Testing of Centrifuges in Comparison with DAF units for WAS Thickening." Trabajo presentado en la 62nd Annu. Conf. Water Pollut. Control Fed., San Francisco, CA (1989). "Design Manual - Dewatering Municipal Wastewater Sludges."EPA 625/1-87/014, U.S.EPA, Office Res. Dev., Cincinnati, Ohio (1987). "The 1980 Needs Survey. Conveyance, Treatment, and Control of Municipal Wastewater, Combined Sewer Overflows, and Stormwater Runoff, Summaries of Technical Data." EPA 430/9-81-008, U.S.EPA, Office Water Program Oper., Washington, D.C. (1981). Imhoff, K., y Fair, G.M., "Sewage Treatment." John Wiley and Sons, Inc., Nueva York, N.Y. (1940). Rolan, A.T., "Determination of Design Loading for Sand Drying Bed." J., N.C. Sect., Am. Water Works Assoc., N.C. Water Pollut. Control Assoc., L. 5, 25 (1980). Walski, T.M., "Mathematical Model Simplifies Design of Sludge Drying Beds." Water Sew. Works. 123, 64 (1976). Quon, J.E. y Johnson, G.E., "Drainage Characteristics of Digested Sludge." J. Sanit. Eng. Div., Proc. Am. Soc. Civ. Eng., 92, 4762 (1966). Randall, C.W. y Koch, C.T., "Dewatering Characteristics of Aerobically Digested Sludge." J. Water Pollut. Control Fed. 41, R215 (1969). Reimers, R.S., et al. "Parasites in Southern Sludges and Disinfection by Standard Sludge Treatment." U.S.EPA, Project Summary (1981). Haseltine, T.R., "Measurement of Sludge Drying Bed Performance." Sew. Ind. Wastes. 23, 1065 (1951). Coackley, P. y Allos, R., "The Drying Characteristics of Some Sewage Sludges." J. Proc., Inst. Sew. Purif. (G.B.), Part 6, 557 (1962). Randall, C.W., "Are Paved Drying Beds Effective for Dewatering Digested Sludge?" Water Sew. Works. 116, 373 (1969). Stewart, M.J., "Reaction Kinetics and Operational Parameters of Continuous Flow Anaerobic Fermentation Process," Sanitary Engineering Research Laboratory Publication 4, IER Series 90, University of California, Berkeley 94720, 1958. Agardy, F.J., R.D. Cole y E.A. Pearson, "Kinetics and Activity Parameters of Anaerobic Fermentation Systems," Sanitary Engineering Research Laboratory Report 63-2, University of California, Berkeley 94720, 1963. Lawrence, A.W. y P.L. McCarty, "Kinetics of Methane Fermentation in Anaerobic Treatment," Journal Water Pollution Control Federation Research Supplement, p. R1, Febrero 1969.

334

Andrews, J.F., "Dynamic Modeling of the Anaerobic Digestion Process," Journal Sanitary Engineering Division - ASCE, Vol. 95, SA1, p. 95, 1969. Andrews, J.F. y S.P. Graef, "Dynamic Modeling and Simulation of the Anaerobic Digestion Process," Advances in Chemistry Series No. 105, American Chemical Society, 1971. Collins, A.S. y B.E. Gilliland, "Control of Anaerobic Digestion Process," Journal Environmental Engineering Division - ASCE, Vol. 100, EE2, p. 487, 1974. Toerien, D.F., "Anaerobic Digestion - The Microbiology of Anaerobic Digestion," Water Research, Vol. 3, p. 385, 1969. Kotze, J.P., "Anaerobic Digestion - Characteristics and Control of Anaerobic Digestion," Water Research, Vol. 3, p. 459, 1969. Pretorius, W.A., "Anaerobic Digestion - Kinetics of Anaerobic Fermentation," Water Research, Vol. 3, p. 545, 1969. Kirsch, E.J. y R.M. Sykes, "Anaerobic Digestion in Biological Waste Treatment," Progress in Industrial Microbiology, Vol. 9, p. 155, 1971. USEPA, Sludge Handling and Disposal Practices at Selected Municipal Wastewater Treatment Plants, Office of Water Program Operations, Washington, D.C. 20460, MCD 36, Abril 1977. USEPA, "Sludge Digestion of Municipal Wastewater Sludges, "Sludge Treatment and Disposal, Vol. 1, USEPA Environmental Research Information Center, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-625 /4-78-012, Octubre 1978. Malina, J.F., Jr., "The Effect of Temperature on High Rate Digestion of Activated Sludge," Proceedings of the 16th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, p. 232, 1961. Malina, J.F., "Thermal Effects on Completely Mixed Anaerobic Digestion," Water and Sewage Works, p. 52, Enero 1964. Garrison, W.E., J.F. Stahl, L. Tortorici, R.P. Miele, "Pilot Plant Studies of Waste Activated Sluge Processing," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 2374, 1978. USEPA, "Sludge Processing for Combined Physical-Chemical-Biological Sludges," Environmental Protection Technology Series, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-R2, 73-250, Julio 1973. Black, S.A., "Anaerobic Digestion of Lime Sewage Sludge, "Research Report 50, Ontario Ministry of the Environment -Pollution Control Branch, Toronto, Ontario, 1976. Water Pollution Control Federation, "Phosphorus Removal by Ferrous Iron and Lime, " Water Pollution Control Research Series, Water Pollution Control Federation 11010 EGO 1/71. Wilson, T.E., R.E. Bizzarri, T. Burke, P.E. Langdon, Jr. y C.M. Courson, "Upgrading Primary Treatment with Chemicals and Water Treatment Sludge," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 47, p. 2820, 1975. Water Pollution Control Federation, "Ultimate Disposal of Phosphate from Wastewater by Recovery as Fertilizer," Water Pollution Control Research Series, Water Pollution Control Federation 17070 ESJ 01/70. Water Pollution Control Federation, "Development of a Pilot Plant to Demonstrate Removal of Carbonaceous, Nitrogenous and Phosphorus Materials from an Anaerobic Digester Supernatant and Related Process Streams," Water Pollution Control Research Series, Water Pollution Control Federation 17010 ORD 05/70.

335

Barth, E.F., "Phosphorus Removal from Wastewater by Direct Dising of Aluminate to a Trickling Filter," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 41, p. 1932, 1969. Woods, C.E. y J.F. Malina, "Stage Digestion of Wastewater Sludge," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 37, p. 1495, 1965. Torpey, W.N., "High-Rate Digestion of Concentrated Primary and Activated Sludge," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 26, p. 479, 1954. Ohara, G.T. y J.E. Colbaugh, "A Summary of Observations on Thermophilic Digester Operations," Proceedings of the 1975 National Conference on Municipal Sludge Management and Disposal, Information Transfer, Inc., Rockville, Maryland 20852, Agosto 1975. Graef, S.P., "Anaerobic Digester Operation at the Metropolitan Sanitary Districts of Greater Chicago," Proceedings of the 1975 National Conference on Municipal Sludge Management and Disposal, Information Transfer, Inc., Rockville, Maryland 20852, Junio 1974. Garber, W.F., "Plant-Scale Studies of Thermophilic Digestion at Los Angeles," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 26, p. 1202, 1954. Garber, W.F., G.T. Ohara, J.E. Colbaugh y S.K. Raksit, "Thermophilic Digestion at the Hyperion Treatment Plant," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 47, p. 950, 1975. Smart, J. y B.I. Boyko, "Full Scale Studies on the Thermophilic Anaerobic Digestion Process," Research Report No. 59, Ontario Ministry of the Environment, Toronto, Ontario, 1977. Van Fleet, G.L., "Treatment and Disposal of Chemical Phosphate Sludge in Ontario," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 46, p. 52, 1974. Water Pollution Control Federation, "Phosphorus Removal and Disposal from Muncipal Wastewater," Water Pollution Control Research Series, Water Pollution Control Federation 17010 DYB 02/71. Water Pollution Control Federation, "Soluble Phosphorus Removal in the Activated Sludge Process - Part II Sludge Digestion Study," Water Pollution Control Research Series, Water Pollution Control Federation 17010 EIP 10/71. O'Shaughnessy, J.C., J.B. Nesbitt, D.A. Long y R.R. Kountz, "Digestion and Dewatering of Phosphorus Enriched Sludges," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 46, p. 1914, 1974. Haug, R.T., D.C. Stuckey, J.M. Gossett, y P.L. McCarty, "Effect of Thermal Pretreatment on Digestability and Dewaterability of Organic Sludges," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 73, 1978. Gossett, J.M., P.L. McCarty, J.C. Wilson y D.S. Evans, "From Chemical Treatment," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 533, 1978. Parker, D.S., D.G. Niles y F.J. Zudick, "Processing of Combined Physical-Chemical Biological Sludge," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 46, p. 2281, 1974. Ward, R.S., "Digester Gas Helps Meet Energy Needs," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 46, p. 620, 1974. USEPA, "Energy Requirements for Muncipal Pollution Control Facilities," Environmental Protection Technology Series, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-600/2-77-214, Noviembre 1977.

336

McCarty, P.L., "Anaerobic Waste Treatment Fundamentals -Part I," Public Works, p. 107, Septiembre 1964. Fuhrman, R.E., "Scum Control in Sludge Digestion," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 26, p. 453, 1954. Morgan, P.F., "Studies of Accelerated Digestion of Sewage Sludge," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 26, p. 462, 1954. Sawyer, C.N. y H.V. Roy, "A Laboratory Evaluation of High-Rate Sludge Digestion," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 27, p. 1356, 1955. Zablatzky, H.R., M.S. Cornish y J.K. Adams, "Increased Rate Sludge Digestion Studies," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 28, p. 1299, 1956. Rudolfs, W. y H. Henkalakian, "Thermophilic Digestion of Sewage Solids - I. Preliminary Paper," Industrial Engineering Chemistry, Vol. 22, p. 96, 1930. Goleuke, C.G., "Temperature Effects on Anaerobic Digestion of Raw Sewage Sludge," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 30, p. 1225, 1958. Buhr, H.O. y Andrews, J.F., "Review Paper: The Thermophilic Anaerobic Digestion Process," Water Research, Vol. 11, p. 129, 1977. Torpey, W.N. y N.R. Melbinger, "Reduction of Digested Sludge Volume by Controlled Recirculation," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 39, p. 1464, 1967. Sawyer, C.N. y J.S. Grumbling, "Fundamental Considerations in High Rate Digestion," Journal Sanitary Engineering Division - ASCE, Vol. 86, SA2, p. 49, 1960. Clark, R.H. y V.D. Orr, "Digestion: Concentration - Loading - Time Limits," Journal Sanitary Engineering Division -ASCE, Vol. 98, SA5, p. 809, 1972. Zablatzky, H.R. y S.A. Peterson, "Anaerobic Digestion Failures," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 40, p. 581, 1968. Mignone, N.A., "Elimination of Anaerobic Digester Supernatant," Water and Sewage Works, p. 48, Febrero 1977. Karr, P.R. y T.M. Kenneth, "Influence of Particle Size on Sludge Dewaterability," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 1911, 1978. Rudolfs, W. y H. Henkalakian, "Relation Between Drainability of Sludge and Degree of Digestion," Sewage Works Journal, Vol. 6, p. 1073, 1934. Geinopolis, A. y F.I. Vilen, "Process Evaluation - Phosphorus Removal," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 43, p. 1975, 1971. Dietz, J.C., P.W. Clinebell y A.L. Strub, "Design Considerations for Anaerobic Contact Systems," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 38, p. 517, 1966. Malina, J.F. y E.M. Miholits, "New Developments in the Anaerobic Digestion of Sludges," Advances in Water Quality Improvement, Gloyna, E.F. y W.W. Eckenfelder, Editores, University of Texas Press, Austin, Texas, 1968. Schroepfer, G.J. y N.R. Ziemke, "Development of the Anaerobic Contact Process," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 31, p. 164, 1959. Steffen, A.S. y M. Bedker, "Operations of A Full Scale Anaerobic Contact Treatment Plant for Meat Packing Waste," Proceedings of the 16th Purdue Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, p. 423, 1962. Pfeffer, J.T., M. Leiter y J.R. Worland, "Population Dynamics in Anaerobic Digestion," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 39, p. 1305, 1967. Babbitt, H.E. y E.R. Bauman, Sewage and Sewage Treatment, John Wiley and Sons, Inc., 1958.

337

Hammer, M.J. y J.A. Borchardt, "Dialysis Separation of Sewage Sludge Digestion," Journal Sanitary Engineering Division - ASCE, Vol. 95, SA5, p. 907, 1969. Ghosh, S., J.R. Conrad y D.L. Klass, "Anaerobic Acidogenesis of Wastewater Sludge," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 47, p. 30, 1975. Borchardt, J.A., "Redox Potential as an Environmental Parameter; Conceptual Significance and Operational Limitations," Advances in Water Pollution Research -Proceedings 3rd International Conference on Water Pollution Research, WPCF, Vol. 1, p. 309, 1971. Estrada, A.A., "Design and Cost Considerations in High Rate Sludge Digestion," Journal Sanitary Engineering Division -ASCE, Vol. 86, SA3, p. 111, 1960. Department of Interior, A Study of Sludge Handling and Disposal, Federal Water Pollution Control Administration, Office of Research, No. WP-20-4, Mayo 1968. Lawrence, A.W., "Application of Process Kinetics to Design of Anaerobic Processes," Anaerobic Biological Treatment Processes, Advances in Chemistry, Series 105, American Chemical Society, Washington, D.C. 20036, 1971. Lawrence, A.W. y P.L. McCarty, "A Unified Basis for Biological Treatment Design and Operation," Journal Sanitary Engineering Division - ASCE, Vol. 76, SA3, p. 757, 1970. O'Rourke, J.T., Kinetics of Anaerobic Treatment at Reduced Temperatures, Disertación Doctoral, Stanford University, Palo Alto, California 94305, 1968. Torpey, W.N., "Loading to Failure of a Pilot High-Rate Digester," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 27, p. 121, 1955. McCarty, P.L., "Anaerobic Waste Treatment Fundamentals - Part 4 - Process Design," Public Works, Diciembre 1964. Lynam, B., G. McDonnell y M. Krup, "Start-Up and Operation of Two New High-Rate Digestion Systems," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 39, p. 518, 1967. Dague, R.R., "Application of Digestion Theory to Digestion Control," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 40, p. 2021, 1968. Zablatzky, A.R. y G.T. Baer, "High-Rate Digester Loadings, "Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 43, p. 268, 1971. Walker, J.L.D., "Successful Anaerobic Digestion - A Review,"Trabajo Inédito, Peabody-Wells, Co., 1978. Reece, C.S., R.E. Roper y C.P.L. Grady, "Aerobic Digestion of Waste Activated Sludge," Journal Environmental Engineering Division - ASCE, Vol. 105, EE2, 1979. Kountz, R.R. y C. Forney, Jr., "Metabolic Energy Balances in a Total Oxidation Activated Sludge System," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 31, p. 819, 1959. McKinney, R.E., Advances in Biologica Waste Treatment, Pergamon Press, Oxford, Inglaterra, 1963. Reynolds, T.D., "Aerobic Digestion of Thickened Waste Activated Sludge," Proceedings 28th Purdue Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, p. 12, 1973. McKinney, R.E., "Design and Operation Model for Complete Mixing Activated Sludge System," Biotechnology and Bioengineering, Vol. 16, p. 703, 1974. Hindin, E. y G.H. Dunstan, "Effect of Detention Time on Anaerobic Digestion," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 32, p. 930, 1960.

338

Goleuke, C.G., "Temperature Effects on Anaerobic Digestion of Raw Sewage Sludge," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 30, p. 1225, 1958. Cleary, E.J., "High and Low Temperature Digestion Experiments - Consecutive Digestion," Sewage Works Journal, Vol. 7, p. 781, 1935. Water Pollution Control Federation, Manual of Practice No.8, Sewage Treatment Plant Design, Water Pollution Control Federation, 1959. Tortovici, L. y J.F. Stahl, "Waste Activated Sludge Research," Proceedings of Sludge Management, Disposal, and Utilization Conference, Information Transfer, Inc., Rockville, Maryland 20852, 1977. Buswell, A.M. y S.L. Neave, "Laboratory Studies of Sludge Digestion," Illinios State Water Survey Bulletin No. 30, 1939. Schwerin, D.J., The Effect of Temperature on AnaerobicDigestion, Tesis de Maestría, Marquette University, Milwaukee, Wisconsin 53233, Junio 1976. Mueller, L.F., E. Hindin, J.V. Lunsford y G.H. Dunstan, "Some Characteristics of Anaerobic Sludge Digestion, I. Effect of Loading," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 31, p. 669, 1959. Mignone, N.A., "Anaerobic Digester Supernatant Does Not Have to be a Problem," Water and Sewage Works, Diciembre 1976. Kappe, S.E., "Digester Supernatant: Problems, Characteristics, and Treatment," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 30, p. 937, 1958. Erickson, C.V., "Treatment and Disposal of Digestion Tank Supernatant Liquor," Sewage Works Journal, Vol. 17, p. 889, 1945. Mignone, N.A., "Survey of Anaerobic Digestion Supernatant Treatment Alternatives," Water and Sewage Works, Enero 1977. Kelly, E.M., "Supernatant Liquor: A Separate Sludge Digestion Problem," Sewage Works Journal, Vol. 9, p. 1038, 1937. Fisher, A.J., "Digester Overflow Liquor - Its Character and Effect on Plant Operation," Sewage Works Journal, Vol. 6, p. 937, 1934. "Reports on the Operation and Maintenance of the Westerly Sewage Treatment Plant - Cleveland, Ohio, Sewage and Industrial Wastes, Vol. 24, p. 1427, 1952. Water Pollution Control Federation, "Ultimate Disposal of Phosphate from Wastewater by Recovery as a Fertilizer," Water Pollution Control Federation Series, 17070 ESJ 01/70. Krauss, L.S., "Sludge Digestion at Peoria, Illinois," Sewage Works Journal, Vol. 5, p. 623, 1933. Levin, G.V., G.J. Topol, A.G. Tarnay y R.B. Samworth, "Pilot Plant Tests of a Phosphate Removal Process," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 44, p. 1940, 1972. Witherow, J., "Phosphate Removal by Activated Sludge, "Proceedings of the 24th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, Mayo 1969. Malhotra, S.K., T.P. Parrillo y A.G. Hartenstein, "Anaerobic Digestion of Sludges Containing Iron Phosphates," Journal Sanitary Engineering Division - ASCE, Vol. 97, SA5, 1971. Singer, P.C., "Anaerobic Control of Phosphate by Ferrous Iron," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 44, p. 663, 1972.

339

Grigoropoulos, S.G., R.V. Vedder y D.W. Max, "Fate of Aluminum - Precipitated Phosphorus in Activated Sludge and Anaerobic Digestion," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 43, p. 641, 1971. Zenz, D.R. y J.R. Pirnicka, "Effective Phosphorus Removal by the Addition of Alum to the Activated Sludge Process," Proceedings of the 24th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, Mayo 1969. Heukelekian, H. y B. Heinemann, "Studies on Methane Producing Bacteria," Sewage Works Journal, Vol. 11, p. 426, 571, 965, 1939. Barker, H.A., "Studies Upon the Methane Fermentation Process," Proceedings of the National Academy of Science, Vol. 29, p. 184, 1943. Mylroie, R.L. y R.E. Hungate, "Experiments on Methane Bacteria in Sludge," Canadian Journal of Microbiology, Vol. 1, p. 55, 1954. Clark, R.H. y R.F. Speece, "The pH Tolerance of Anaerobic Digestion," Advances in Water Pollution Research, Vol. 1, S.H. Jenkins, Ed., Pergamon Press, Oxford, Inglaterra, 1970. McCarty, P.L., "Anaerobic Waste Treatment Fundamentals -Part 2 - Environmental Requirements and Control," Public Works, p. 123, octubre, 1964. Brovko, N. y K.Y. Chen, "Optimizing Gas Production, Methane Content and Buffer Capacity in Digester Operation," Water and Sewage Works, p. 54, julio, 1977. Pohland, F.G., "High-Rate Digestion Control III - Acid-Base Equilibrium and Buffer Capacity," Proceedings of the 23rd Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, p. 275, mayo, 1968. Kugelman, I.J. y K.K. Chin, "Toxicity, Synergism and Antagonism in Anaerobic Waste Treatment Processes," Anaerobic Biological Treatment Processes, Advances in Chemistry Series, No. 105, Amer. Chem. Soc., 1971. McCarty, P.L. y R.E. McKinney, "Salt Toxicity in Anaerobic Treatment," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 33, p. 399, 1961. Albertson, O.E., "Ammonia Nitrogen and the Anaerobic Environment," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 33, p. 978, 1961. McCarty, P.L. y R.E. McKinney, " Volatile Acid Toxicity in Anaerobic Digestion," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 33, p. 223, 1961. McCarty, P.L. y M.H. Brosseau, "Toxic Effects of Individual Volatile Acids in Anaerobic Treatment," Proceedings of the 18th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, 1963. Wood, D.K. y G. Tchobanoglous, "Trace Elements in Biological Waste Treatment," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 47, p. 1933, 1975. Oliver, B.G. y E.G. Cosgrove, "The Efficiency of Heavy MetalRemoval by a Conventional Activated Sludge Treatment Plant," Water Research, Vol. 8, p. 864, 1974. Neufeld, R.D. y E.R. Herman, "Heavy Metal Removal by Acclimated Activated Sludge," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 47, p. 311, 1975. USEPA, "Trace Metal Removal by Wastewater Treatment," EPA Technology Transfer Newsletter, Technology Transfer, Cincinnati, Ohio 45268, enero, 1977. Esmond, S.E. y A.C. Petrasek, "Removal of Heavy Metals by Wastewater Treatment Plants," Presentado en WWEMA Industrial Water and Pollution Conference, Chicago, Illinois, marzo, 1973.

340

Maruyama, T., S.A. Hannah, y J.E. Cohen, "Metal Removal by Physical and Chemical Treatment Processes," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 47, p. 962, 1975. Mosey, F.E., "Assessment of the Maximum Concentration of Heavy Metals in Crude Sludge Which Will Not Inhibit the Anaerobic Digestion of Sludge," Water Pollution Control, Vol. 75, p. 10, 1976. DeWalle, F.B., E.S.K. Chian, y J. Brush, "Heavy Metal Removal with Completely Mixed Anaerobic Filter," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 51, p. 22, 1979. Lawrence, A.W. y P.L. McCarty, "The Role of Sulfide in Preventing Heavy Metal Toxicity in Anaerobic Treatment," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 37, p. 392, 1965. Masselli, J.W., N.W. Masselli y M.G. Burfond, "Sulfide Saturation for Better Digester Performance," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 39, p. 1369, 1967. Regan, T.M. y M.M. Peters, "Heavy Metals in Digesters: Failure and Cure," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 42, p. 1832, 1970. Moore, W.A., G.N. McDermott, M.A. Post, J.W. Mandia y M.B.Ettinger, "Effects of Chromium on the Activated Sludge Process," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 33, p. 54, 1961. Lange, Lange's Handbook of Chemistry, McGraw-Hill Book Co.,Inc., Nueva York, 1973. "Inhibition of Anaerobic Digestion by Heavy Metals," Abstract de Water Research, Vol. 6, p. 1062, 1972. Kugelman, I.J. y P.L. McCarty, "Cation Toxicity and Stimulation in Anaerobic Waste Treatment, Part I - Slug Feed Studies," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 37, p. 97, 1965. Kugelman, I.J. y P.L. McCarty, "Cation Toxicity and Stimulation in Anaerobic Waste Treatment, Part II - Daily Feed Studies," Proceedings of the 19th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, p. 667, 1965. McCarty, P.L., "Anaerobic Waste Treatment Fundamentals - Part 3 - Toxic Materials and Their Control," Public Works, p. 91, noviembre, 1964. Fields, M. y F.J. Agardy, "Oxygen Toxicity in Digesters, "Proceedings of the 26th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, p. 284, 1971. Lawrence, A.W. y P.L. McCarty, "Effects of Sulfides on Anaerobic Treatment," Proceedings of the 19th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, 1965. Talty, R.D., "Controlling Sulfides in Anaerobic Digesters with Ferrous Chloride," WPCF Highlights, noviembre, 1978. Lemke, A.A., "Principles of Circulation Induced by an Unconfined Column of Gas Bubbles as Used in the CRP Accelarated Sludge Digestion System," FMC Corporation, Environmental Equipment Division, julio, 1977. Davis, G.H., "New Twist in Digester Design," American City and Country, p. 68, mayo, 1976. Boarer, J., "Unusual Waffle Bottom Digester Design," trabajo presentado en California Water Pollution Control Association, Northern Regional Conference, Redding, California, octubre 20, 1978.

341

Water Pollution Control Federation, Operation of Wastewater Treatment Plants, Manual of Practice No. 11, Washington, D.C., 1976. Guarino, C.F., "Sludge Digestion Experiences in Philadelphia," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 35, p. 626, 1963. USEPA, Use of Solar Energy to Heat Anaerobic Digesters, Municipal Environmental Research Laboratory, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-600/2-78-114, julio, 1978. Drnevich, R.F. y L.C. Match, "A New Sludge Digestion Process," Proceedings of the 5th National Conference on Acceptable Sludge Disposal Techniques, Orlando, Florida, enero 31 a febrero 2, Information Transfer Inc., Rockville, Maryland 20852, 1978. Gould, M.S. y Drnevich, R.R., "Autothermal Thermophilic Aerobic Digestion," Journal Environmental Engineering Division - ASCE, Vol. 104, EE2, p. 259, 1978. Perry, R.H. y C.H. Chilton, Chemical Engineers' Handbook, McGraw-Hill Book Co., Inc., 1973. Baumeister, T. y L.W. Marks, Standard Handbook for Mechanical Engineers, McGraw-Hill Book Co., Inc., 1967. Cortesía de Envirex. Holland y Chapman, Liquid Mixing and Processing in Stirred Tanks, Reinhold Book Co., Nueva York, 1966. Uhl y Gray, Mixing Theory and Practice, Vol. I y II,Academic Press, Nueva York, N.Y., 1966, 1967. Verhoff, F.H., M.W. Tenney y W.F. Echelberger, "Mixing inAnaerobic Digestion," Biotechnology and Bioengineering, Vol. XVI, p. 757, 1974. Burgess, S.G., "The Determination of Flow Charateristics in Sewage Work Plant," Journal Institute of Sewage Purification, Part 3, p. 206, (Gran Bretaña) 1957. Zoltak, J. y A.L. Gram, "High-Rate Digester Mixing Study Using Radioisotope Tracer," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 47, p. 79, 1975. "Peripheral Mixing Turns Sludge Into Fuel Gas," The American City and County, p. 58, julio, 1977. Camp, T.R. y P.C. Stein, "Velocity Gradients and Internal Work in Fluid Motion," Journal of the Boston Society of Civil Engineers, p. 203, octubre, 1943. Fair, G.M., U.C. Geyer y D.A. Okun, Water and Wastewater Engineering, Vol. 2, John Wiley and Sons, Nueva York, N.Y., 1968. Buzzell, J.C. y C.M. Sawyer, "Biochemical vs PhysicalFactors in Digester Failure," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 35, p. 205, 1963. Vesilind, P.A., Treatment and Disposal of Wastewater Sludges, Ann Arbor Press, Ann Arbor, Michigan 48106, 1974. Dick, R.I. y B.B. Ewing, "The Rheology of Activated Sludge,"Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 39, p. 543, 1967. Hatsfield, W.D., "The Viscosity or Pseudo-Plastic Properties of Sewage Sludges," Sewage Works Journal, Vol. 10, p. 3, 1938. Sparr, A.E., "Pumping Sludge Long Distances," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 43, p. 1702, 1971. Borgerding, J., "Phosphate Deposits in Digestion Systems, "Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 44, p. 813, 1972. Rankin, R.S., "Scum Control in Digesters," Sewage Works Journal, Vol. 19, p. 405, 1947.

342

Ghosh, S. y D.L. Klass, "Two Phase Anaerobic Digestion," U.S. Patent 4,022,665, mayo 10, 1977. Water Pollution Control Federation, Manual of Practice No.16, Anaerobic Sludge Digestion, Washington, D.C., 1968. USEPA, Anaerobic Sludge Digestion Operations Manual, Office of Water Program Operations, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-430/9-76-001, febrero, 1976. USEPA, Estimating Costs and Manpower Requirements for Conventional Wastewater Treatment Facilities, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, 17090 DAN 10/71, 1971. CH2M-Hill, Inc. y Environmental Impact Planning Corp., Wastewater Solids Process, Transport and Disposal/Use Systems, Task Report for San Francisco Bay Region Wastewater Solids Study, Oakland, California, noviembre, 1977. Brown y Caldwell, Santa Cruz Wastewater Facilities Planning Study, mayo, 1978. Metcalf y Eddy, Inc., Water Pollution Abatement Technology - Capabilities and Costs - Publicly Owned Treatment Works, Appendix F, National Commission on Water Quality, Washington, D.C., PB-250-690-03, marzo, 1976. USEPA, Construction Costs for Municipal Wastewater Treatment Plants: 1973-1977, Office of Water Program Operations, Washington, D.C., EPA-430/9-77-13, MCD-37, enero, 1978. USEPA, Areawide Assessment Procedures Manual, Appendix H, Point Source Control Alternatives: Performance and Cost, Municipal Environmental Research Laboratory, Cincinnati, Ohio 45268, 1976. USEPA, A Guide to the Selection of Cost-Effective Wastewater Treatment Systems, Office of Water Program Operations, Washington, D.C. 20460, EPA-430/9-75-002, julio, 1975. Herpers, H. y Herpers, E., "Importance, Production and Utilization of Sewage Gases," KWG-Kohlenwosse-Stoffgase, Vol. 72, p. 18, 1966. Rankin, R.S., "Digester Capacity Requirements," Sewage Works Journal, Vol. 20, p. 478, 1948. Coackley, P., "Research on Sewage Sludge Carried Out in the C.E. Department of University College London," Journal Insitute Sewage Purification, Vol. 59, (Inglaterra), 1955. Coackley, P., "Laboratory Scale Filtration Experiments and Their Application to Sewage Sludge Dewatering," Biological Treatment of Sewage and Industrial Wastes, Vol. 2, p. 287, Reinhold Publishing Co., N.Y., 1958. Eckenfelder, W.W., Jr., "Studies on the Oxidation Kinetics of Biological Sludges," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 28, 8, p. 983, 1956. Lawton, G.W. y J.D. Norman, "Anaerobic Sludge Digestion Studies," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 36, 4, p. 495, 1964. Drier, D.E., "Aerobic Digestion of Solids," Proceedings of the 18th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, 1963. The Effects of Temperature on the Aerobic Digestion of Wastewater Sludge, NTIS-PB-245-280, junio, 1974. USEPA, Aerobic Digestion of Organic Waste Sludge,EPA-17070-DAV12/71, NTIS-PB-211-024, 1971.

343

Burton, H.N. y J.F. Malina, Jr., "Aerobic Stabilization of Primary Wastewater Sludge," Proceedings of the 19th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, 1964. Raw Sewage Coagulation and Aerobic Sludge Digestion, NTIS-PB-249-107, 1975. Coulthard, T.L. y P.M. Townsley, "Thermophilic Processing of Municipal Waste," Paper No. 74.219, Canadian Society of Agricultural Engineers, 1974. Gay, D.W., R.F. Drnevich, E.J. Breider, y K.W. Young, "High Purity Oxygen Aerobic Digestion Experiences at Speedway, Indiana," Proceedings of the National Conference on Municipal Sludge Management, Information Transfer Inc., Rockville, Maryland, junio, 1974. Full-Scale Conversion of Anaerobic Digesters to Heated Aerobic Digesters, EPA-R2-72-050, NTIS-PB-211-448, 1972. Jewell, W.J. y R.M. Kabrick, "Autoheated Aerobic Thermophilic Digestion with Air Aeration," presentado en la 51st Annual Water Pollution Control Conference, Anaheim, California, octubre, 1978. Hamoda, M.F. y K.J. Ganczarczyk, "Aerobic Digestion of Sludges Precipitated from Wastewater by Lime Addition," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 49, 3, p. 375, 1977. Ganczarczyk, K.J. y M.F. Hamoda, "Aerobic Digestion of Sludges Containing Inorganic Phosphorus Precipitates, Phase I," Research Report No. 3, Canada-Ontario Agreement on Great Lakes Water Quality, Environment Canada, Ottawa, 1973. USEPA, Review of Techniques for Treatment and Disposal of Phosphorus Laden Chemical Sludges, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA Contract 68-03-2432, 1979. Tarquin, A.J. y R. Zaltzman, "Influence of Waste Paper on Aerobic Sludge Digestion," Public Works, Vol. 101, 3, p. 80, 1970. Koers, D.A. y D.S. Mavinic, "Aerobic Digestion of Waste Activated Sludge at Low Temperatures," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, 3, p. 460, 1978. Reynolds, T.D., "Aerobic Digestion of Waste ActivatedSludge," Water and Sewage Works, Vol. 114, p. 37, 1967. Reynolds, T.D., "Aerobic Digestion of Thickened Waste Activated Sludge," Proceedings of the 28th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, 1973. Baillod, C.R., G.M. Cressey y R.T. Beaupre, "Influence of Phosphorus Removal on Solids Budget," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 49, p. 131, 1977. Aerobic Stabilization of Waste Activated Sludge - An Experimental Investigation, NTIS-PB-246-593/AS, 1975. Randall, C.E., W.S. Young y P.H. King, "Aerobic Digestion of Trickling Filter Humus," Proceedings of the 4th Environmental Engineering and Science Conference, University of Louisville, Louisville, Kentucky, 1974. Smith, A.R., "Aerobic Digestion Gains Favor," Water and Waste Engineering, Vol. 8 (2), p. 24, 1971. Ahlberg, N.R. y B.I. Boyko, "Evaluation and Design of Aerobic Digesters," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 44, p. 634, 1972. Ritter, L.E., "Design and Operating Experiences Using Diffused Aeration for Sludge Digestion," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 42, p. 1982, 1970.

344

Folk, G., "Aerobic Digestion of Waste Activated Sludge, "Water Pollution Control Federation Deeds and Data, julio, 1976. Paredes, M., "Supernatant Decanting of Aerobically Digested Waste Activated Sludge," Water Pollution Control Federation Deeds and Data, octubre, 1976. Matsch, L.C. y R.F. Drnevich, "Autothermal Aerobic Digestion," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 49, p. 296, 1977. Surucu, G.A., E.S.K. Chain y R.S. Engelbrecht, "Aerobic Thermophilic Treatment of High Strength Wastewaters," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 48, 4, p. 669, 1976. Randall, C.W., J.B. Richards y P.H. King, "Temperature Effects on Aerobic Digestion Kinetics," Journal Environmental Engineering Division - ASCE, Vol. 101, p. 795, octubre, 1975. Benefield, L.D. y C.W. Randall, "Design Relationships for Aerobic Digestion," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 518, 1978. Popal, F.V. y C. Ohnmacht, "Thermophilic Bacterial Oxidation of Highly Concentrated Substrates," Water Research, Vol. 6, p. 807, 1972. Smith, J.E., Jr., "Biological Oxidation and Disinfection of Sludge," Water Research, Vol. 9, p. 17, 1975. Jaworski, N., G.W. Lauton y G.A. Rohlick, "Aerobic Sludge Digestion," 3rd Conference on Biological Waste Treatment, Manhattan College, Nueva York, N.Y. 10020, abril, 1060. USEPA, Thermophilic Aerobic Digestion of Organic Solid Wastes, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-620/2-73-061, NTIS-PB-222-396, 1978. "Aerobic Sewage Digestion Process," U.S. Patent 4,026,793,1077. Rooney, T.C. y N.A. Mignone, "Influence of Basin Geometry on Different Generic Types of Aeration Equipment," Proceedings of the 33rd Industrial Waste Conference, Ann Arbor Science, Ann Arbor, Michigan 48106, 1978. Stankewich, M.J., Jr., "Biological Nitrification with the High Purity Oxygenation Process," Proceedings of the 27th Industrial Waste Conference, Purdue University, Lafayette, Indiana 47907, p.1, 1972. Brock, T.D. y G.K. Darland, "Limits of Microbial Existence, Temperature and pH," Science, Vol. 169, p. 1316, 1970. Hagstrom, L.G. y N.A. Mignone, "Operating Experiences with a Basket Centrifuge on Aerobic Sludges," Water and Wastes Engineering, febrero, 1978. Bisogni, J.J. y A.W. Laurence, "Relationship Between Biological Solids Retention Time and Settling Characteristics of Activated Sludge," Water Research, Vol. 5, p. 753, 1971. USEPA, Sludge Handling and Conditioning, Office of Water Program Operations, Washington, D.C. 20460, EPA-430/9-78- 002, febrero, 1978. Design Procedures for Dissolved Oxygen Control of Activated Sludge Processes," NTIS-PB-270-960/8BE, abril, 1977. Riehl, M.L., "Effect of Lime-Treated Water on Survival of Bacteria," Journal American Water Works Association, Vol. 44, p. 466, 1952. Buzzell, J.C., Jr. y C.N. Sawyer, "Removal of Algal Nutrients from Raw Wastewater with Lime," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 39, p. R16, 1967.

345

Grabow, W.O.K., "The Bactericidal Effect of Lime Flocculation Flotation as a Primary Unit Process in a Multiple System for the Advanced Purification of Sewage Works Effluent," Water Resources, Vol. 3, p. 943, 1969. USEPA, Lime Disinfection of Sewage Bacteria at Low Temperature, Environmental Protection Technology Series, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-660/2-73-017, septiembre, 1973. "How Safe is Sludge?" Compost Science, marzo-abril, 1970. Kampelmacher, E.H. y N. Van Noorle Jansen, L.M., "Reduction of Bacteria in Sludge Treatment," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 44, p. 309, 1972. Evans, S.C., "Sludge Treatment at Luton," Journal Industrial Sewage Purification, Vol. 5, p. 381, 1961. Farrell, J.B., J.E. Smith, Jr. y S.W. Hathaway, "Lime Stabilization of Primary Sludges," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 46, p. 113, 1974. Paulsrud, B. y A.S. Eikum, "Lime Stabilization of Sewage Sludges," Water Research, Vol. 9, p. 297, 1975. USEPA, Lime Stabilized Sludge: Its Stability and Effect on Agricultural Land, National Environmental Research Center, Washington, D.C. 20460, EPA-670/2-75-012, abril, 1975. USEPA, Full Scale Demonstration of Lime Stabilization, Environmental Protection Technology Series, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-600/2-77-214, noviembre, 1977. Stravch, D., H. Schwab, T. Berg y W. Konig, "Vorlaufige Mitleilung fur Frage Der Entseuchenden Wirkung Von Kalkstickstoff Und Kalk In Der Abwassertechnik," Korrespondenz Abwasser, Vol. 25, p. 387, 1978. Standard Methods for the Examination of Water and Wastewater, 14th Edition, American Public Health Association, Washington, D.C., 1975. Sawyer, C.N. y McCarty, P.L., Chemistry for Sanitary Engineers, McGraw-Hill Book Co., Inc., Nueva York, 1967. Berg, G., R.B. Dean y D.R. Dahling, "Removal of Polio Virus 1 from Secondary Effluents by Lime Flocculation and Rapid Sand Filtration," Journal American Water Works Association, Vol. 60, p. 193, 1968. Trubnick, E.H. y P.K. Mueller, "Sludge Dewatering Practice, "Sewage and Industrial Wastes, Vol. 30, p. 1364, 1967. Sontheimer, H., "Effects of Sludge Conditioning with Lime on Dewatering," Advances in Water Pollution Research, Proceedings and International Conference Water Pollution Research, Munich, 1967. Lime: Handling, Application and Storage in Treatment Processes, Bulletin 213, National Lime Association, Washington, D.C., 1977. Lime for Water and Wastewater Treatments, Ref. No. 1.21-24,B.I.E., Unit of General Signal Providence, Rhode Island 02901, junio, 1969. USEPA, Lime Use in Wastewater Treatment: Design and Cost Data, Municipal Environmental Research Laboratory, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-600/2-75-038, octubre, 1975. USEPA, Process Design Manual for Suspended Solids Removal, Technology Transfer, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-625/1-75-003a, enero, 1975. Kraus, M.N., "Pneumatic Carrying - General Considerations, Equipment and Controls," Chemical Engineering, abril, 1965.

346

WPCF, MOP 8, Wastewater Treatment Plant Design, Water Pollution Control Federation, 1977. Metcalf and Eddy, Inc., Wastewater Engineering: Treatment, Disposal, Reuse, 2a Edición, McGraw-Hill Book Co., 1979. American Public Health Association, American Water Works Association, Water Pollution Control Federation, Standard Methods for the Examination of Water and Wastewater, 14a Edición, 1975. Schmidt, O.J., "Wastewater Treatment Problems at North Kansas City, Missouri," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 635, 1978. Babbitt, H.E. y E.R. Baumann, Sewerage and Sewage Treatment, 8a Edición, John Wiley & Sons, Inc., 1958. Brisbin, S.G., "Flow of Concentrated Raw Sludges in Pipes," Journal Sanitary Engineering Division, ASCE, Vol. 83, SA3, 1957. USEPA, Review of Techniques for Treatment and Disñosal of Phosphorus-Laden Chemical Sludges, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio, 45268, EPA-600/2-79-083, febrero 1979. Knight, C.H., R.G. Mondox y B. Hambley, "Thickening and Dewatering Sludges Produced in Phosphate Removal," trabajo presentado en el Seminario Phosphorus Removal Design, mayo 28-29, 1973, Toronto, Canadá. Young, J.C., J.L. Cleasby y E.R. Baumann, "Flow and Load Variations in Treatment Plant Design," Journal Environmental Engineering Division, ASCE, Vol. 104, EE2, p. 289, 1978. Fischer, A.J., "The Economics of Various Methods of Sludge Disposal," Sewage Works Journal, Vol. 9, 2, marzo 1936. Anderson, C.N., "Peak Sludge Loads ata a Municipal Treatment Plant," trabajo presentado en la 44ava Reunión Anual de la Pacific Northwest Pollution Control Association, Portland, Oregon, noviembre 2-4, 1977. USEPA, Cost-Effective Design of Wastewater Treatment Facilities Based on Field Derived Parameters, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 670/ 2-74-062, julio 1974. Babbit, H.E., Sewerage and Sewage Treatment, 6a Edición, John Wiley & Sons, Inc., 1947. Smith, J.E., Jr., "Ultimate Disposal of Sludges," Technical Workshop on Advanced Waste Treatment, Chapel Hill, North Carolina, febrero 9-10, 1971. Prazink, J.A., "Process Control in the Real World," Deed sand Data (WPCF), julio 1978. Burd, R.S., A Study of Sludge Handling and Disposal, Federal Water Pollution Control Administration, Reporte WP-20-4, 1968. Dewante y Stowell y Brown y Caldwell, 1973 Study, Central Treatment Plant, County of Sacramento Final Report, Condado de Sacramento, California, febrero 1974. Metropolitan Engineers, West Point Waste Activated Sludge Withholding Experiment, Reporte a la Municipalidad de Metropolitan Seattle, Washington, octubre 1977. USEPA, Process Design Manual for Suspended Solids Removal, Technology Transfer, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 625/1-75- 003a, enero 1975. Owen, M.B., "Sludge Incineration," Journal Sanitary Engineering Division, ASCE, Vol. 83, p. 1177, 1957.

347

Metcalf, L. y H.P. Eddy, American Sewage Practice, Vol. III, Disposal of Sewage, 3a Edición, McGraw-Hill, 1935. Municipio de Metropolitan Seattle, Washington, "Datos de los Reportes de Operación de la Planta de Tratamiento de Renton," 1976. Teletzke, G., "Wet Air Oxidation of Sewage Sludges," Process Biochemistry, 1966. Kersch, G.T., "Ecology of the Intestinal Tract," Natural History, noviembre 1973. Heukelekian, H., H.E. Orford y R. Manganelli, "Factors Affecting the Quantity of Sludge Production in the Activated Sludge Process," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 23, 8, 1951. Colbaugh, J.E. y A. Liu, "Pure Oxygen and Diffused Air Activated Sludge Studies at Hyperion," trabajo presentado en la 48va Conferencia Anual de la California Water Pollution Control Association, South Lake Tahoe, California, abril 14-16, 1976. USEPA, Characterization of the Activated Sludge Process, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-R2-73/224, abril 1973. Wuhrmann, K., "High-Rate Activated Sludge Aeration and Its Relation to Stream Sanitation," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 26, 1, 1954. Eckenfelder, W.W., Jr., Water Quality Engineering for Practicing Engineers, Barnes & Noble, Inc., Nueva York, 1970. Brown y Caldwell, West Point Pilot Plant Study, Vol. II, Activated Sludge, Reporte para la Municipalidad de Metropolitan Seattle, Washington, diciembre 1978. Beere, C.W. y J.F. Malina, Application of Oxygen to Treat Waste from Military Field Instalations: An Evaluation of an Activated Sludge Process Employing Downflow Bubble Contact Aeration, Parte II, Reporte Final, Universidad de Texas, Austin, Texas 78712, EHE-740-01, julio 1974. Sletten, R.S. y A. Viga, Wastewater Treatment in Cold Climates, Reporte al U.S. Army Cold Regions Research and Engineering Laboratory, Hanover, New Hampshire 03755, 1975. Sayigh, B.A. y J.F. Malina, "Temperature Effects on the Activated Sludge Process," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 678, 1978. Middlebrooks, E.J. y C.F. Garland, "Kinetics of Model and Field Extended-Aeration Wastewater Treatment Units," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 40, p. 586, 1968. Garret, M.T., Jr., "Hydraulic Control of Activated Sludge Growth Rate," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 30, 3, 1958. Obayashi, A.W., B. Washington y C. Lue-Hing, "Net Sludge Yields Obtained During Single-Stage Nitrification Studies at Chicago's West-Southwest Treatment Plant," Proceedings of 32nd Industrial Waste Conference, mayo 10-12, 1977, Purdue University, Ann Arbor Science, p. 759, 1978. USEPA, Process Design Manual for Nitrogen Control, Technology Transfer, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 625/1-75- 007, octubre 1975. Hopwood, A.P. y A.L. Downing, "Factors Affecting the Rate of Production and Properties of Activated Sludge in Plants Treating Domestic Sewage," Journal of the Institute of Sewage Purification, Parte 5, 1965. Chapman, T.D., L.C. Matsch y E.H. Zander, "Effecto of High Dissolved Oxygen Concentration in Activated Sludge Systems," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 49, p. 2486, 1977.

348

Miller, M.A., "Two Activated Sludge Systems Compared," Waterand Wastes Engineering, Vol. 15, 4, 1978. Kalinske, A.A., "Comparison of Air and Oxygen," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 48, 11, 1976. Parker, D.S. y M.S. Merrill, "Oxygen and Air Activated Sludge: Another View," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 48, p. 2511 1976. Muck, R.E. y C.P.L. Grady, Jr., "Temperture Effects on Microbial Growth in CSTRs," Journal Environmental Engineering Division, ASCE, Vol. 101, EE5, p. 1147, octubre 1974. Randall, C.W., Jr., Discusión sobre "Temperature Effects on Microbial Growth in CSTRs," Journal Environmental Engineering Division, ASCE, Vol. 102, EE3, p. 1458, junio 1975. Gujer, W. y D. Jenkins, "The Contact Stabilization Activated Sludge Process - Oxygen Utilization, Sludge Production and Efficiency," Water Research, Vol. 9, 516, 1975. USEPA, Extended Aeration Sewage Treatment in Cold Climates, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 660/2-74-070, diciembre 1974. USEPA, Design Guidelines for Biological Wastewater Treatment Processes, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA Report 11010 ESQ, agosto 1971. Young, J.C., J.L. Cleasby y E.R. Baumann, "Flow and Load Variations in Treatment Plant Design," Journal Environmental Engineering Division, ASCE, Vol. 104, EE2, abril 1978. USEPA, Flow Equalization, Municipal Seminar Publication, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 625/4-74-006, mayo 1974. Pipes, W.O., "Actinomycete Scum Production in Activated Sludge Processes," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 628, 1978. Strokes, H.W. y L.D. Hedenland, "Tertiary Treatment: Wrong Solution to a Non-Problem?" Civil Engineering-ASCE, Vol. 44, 9, 1974. Dick, R.I., "Folklore in the Design of Final SettlingTanks," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 48, p. 633, 1976. Mueller, J.A., T.J. Mulligan y D.M. DiToro, "Gas Transfer Kinetics of Pure Oxygen System," Journal Environmental Engineering Division, ASCE, Vol. 99, EE3, p. 269, junio 1973. USEPA, Status of Oxygen/Activated Sludge Wastewater Treatment, Municipal Seminar Publication, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 625/4-77-003, octubre 1977. Anderson, M.S., "Comparative Analysis of Sewage Sludges", Sewage and Industrial Wastes, Vol. 28, 2, 1965. Zimmermann, F.J., Chemical Engineering, agosto 25, 1958, p.117-120, citado por el Committee on Sanitary Engineering Research, "Sludge Treatment and Disposal by the Zimmermann Process," Journal Sanitary Engineering Division, ASCE, Vol. 85, SA4, julio 1959. Dick, R.I., "Sludge Treatment," Physicochemical Processes for Water Quality Control, Walter J. Weber, Editor, Wiley Interscience, Nueva York, p. 533-589, 1972. Hurwitz, E., G.H. Telezke y W.B. Gitchel, "Wet Air Oxidation of Sewage Sludge," Water and Sewage Works, agosto 1965. Anderson, M.S., "Fertilizing Characteristics of Sewage Sludge," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 31, p. 678, 1959.

349

Rudolfs, W., "Fertilizer and Fertility Values of Sewage Sludge," Water and Sewage Works, 1949. Ford, D.L., "General Sludge Characteristics," Water Quality Improvement by Physical and Chemical Processes, Eckenfelder y Gloyna, Editores, Center for Research in Water Resources, University of Texas Press, Austin, 1970. Sezgin, M, The Effect of Dissolved Oxygen Concentration on Activated Sludge Process Performance, Tesis Doctoral, University of California, Berkeley, California, 1977. Bentley, T.L. y D.F. Kincannon, "Application of Activated Sludge Design and Operation," Water and Sewage Works, Reference Issue, abril 30, 1978. Brown y Caldwell, West Point Pilot Plant Study, Vol. III, Fixed Growth Reactors, Reporte para la Municipalidad de Metropolitan Seattle, Washington 98101, diciembre 1978. USEPA, Converting Rock Trickling Filters to Platic Media: Design and Performance, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, contrato 68-03-2349, borrador, abril 1978. Herr, E., Special Solids Balance Operating Reports, Sacramento City Main Treatment Plant, Sacramento County Regional Sanitation District, Sacramento, California 95814, 1977-78. USEPA, Attached Growth Biological Wastewater Treatment Estimating Performance and Construction Costs and Operation and Maintenance Requirements, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, Contrato 68-03-2186, enero 1977. USEPA, The Coupled Trickling Filter - Activated Sludge Process: Design and Performance, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA-6001 2-78-116, julio 1978. Fair, G.M. y J.C. Geyer, Water Supply and Wastewater Disposal, John Wiley & Sons, Inc., Nueva York, 1954. Smith, J.E., Jr., Ultimate Disposal of Sludges, Technical Seminar/Workshop on Advanced Waste Treatment, Chapel Hill, North Carolina, febrero 9-10, 1971. Vesilind, P.A., Treatment and Disposal of Wastewater Sudges, Ann Arbor Science Publishers, Inc., Ann Arbor, Michigan, 1974. Heukelekian, H. y E.S. Cleasby, "Slime Formation in Sewage,III, Nature and Composition of Slimes," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 28, 1956. Stanley, W.E., Comunicación personal a Brown and Caldwell, Consulting Engineers, Walnut Creek, California, 1967. Marki, E., "Results of Experiments by EWAG with Rotating Biological Filter," Eidg Technische Hochschule, Zurich - Fortbildungskurs der EWAG, 1964. Kolbe, F.F., "A Promising New Unit for Sewage Treatment," Die Sivielle Ingenieur, S. Africa, diciembre 1965. Gillespie, W.J., D.W. Marshall y A.M. Springer, "A Pilot Scale Evaluation of Rotating Biological Surface Treatment of Pulp and Paper Mill Wastes," Proceedings of 29th Industrial Waste Conference, mayo 7-9, 1974, Purdue University, p. 1026, 1975. Stenquist, R.J., D.S. Parker, W.E. Loftin y R.C. Brenner, "Long-Term Performance of a Coupled Trickling Filter - Activated Sludge Plant," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 49, 11, 1977.

350

Reimer, R.E., E.E. Hursley y R.F. Wukasch, "Pilot Plant Studies and Process Selection for Advanced Wastewater Treatment, City of Indianapolis, Indiana," trabajo presentado en la National Conference on Environmental Engineering, julio 12-14, 1976, Seattle, Washington. USEPA, Process Design Manual for Phosphorus Removal, Technology Transfer, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 625/1-76- 001, abril 1976. Brown and Caldwell, West Point Pilot Plant Study, Vol. IV, Chemical Treatment, Reporte para la Municipalidad de Metropolitan Seattle, Washington 98101, diciembre 1978. Culp, R.L., G. Wesner y G. Culp, Handbook of Advanced Wastewater Treatment, 2a Edición, Van Nostrand Reinhold, Inc., 1978. USEPA, Lime Use in Wastewater Treatment: Design and Cost Data, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 600/2-75-038, octubre 1975. Scott, D.S. y H. Harling, Removal of Phosphates and Metals from Sewage Sludge, Environmental Protection Service, Canadá, Research Report No. 28, 1975. Merrill, D.T. y R.M. Jorden, "Lime Induced Reactions in Municipal Wastewaters," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 49, 12, 1977. Baillod, C.R., G.M. Cressey y R.T. Baupre', "Influence of Phosphorus Removal on Solids Budget," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 49, 1, 1977. Finger, R.E., "Solids Control in Activated Sludge Plants with Alum," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 45, 8, 1973. Gossett, J.M., P.L. McCarty, J.C. Wilson y D.S. Evans, "Anaerobic Digestion of Sludge from Chemical Treatment," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 533, 1978. Parker, D.S., D.G. Niles y F.J. Zadick, "Processing of Combined Physical-Chemical-Biological Sludge," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 46, p. 2281, 1974. Furr, A.K., "Multielement and Chlorinated Hydrocarbon Analysis of Municipal Sewage Sludges of American Cities," Environmental Science and Technology, Vol. 10, 7, 1976. Sommers, L.E., "Chemical Composition of Sewage Sludges and Analysis of Their Potential Use as Fertilizers," Journal of Environmental Quality, Vol. 6, 2, 1977. Berrow, M.L. y W.J. Webber, "Trace Elements in Sewage Sludges," Journal of Science of Food and Agriculture, Vol. 23, enero 1972. Gulbrandsen, R.A., N. Rait, O.J. Krier, P.A. Baedecker y A.Childress, "Gold, Silver and Other Resources in the Ash of Incinerated Sewage Sludge at Palo Alto, California, a Preliminary Report," U.S. Geological Survey Circular 784, 1978. Bernard, H., "Everything You Wanted to Know About Sludge, But Were Afraid to Ask," Proceedings of the 1975 National Conference on Municipal Sludge Management and Disposal, Information Transfer, Inc., 1975. Metropolitan Engineers, Draft Facility Plan for Upgrading Metro Puget Sound Plants-System Wide Volume, Part I, Basis of Planning, Reporte a la Municipalidad de Metropolitan Seattle, Washington 98101, 1976. USEPA, "Elemental Analysis of Wastewater Sludges from 33 Wastewater Treatment Plants in the United States," Pretreatment and Ultimate Disposal of Wastewater

351

Solids, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 902/9-74-002, mayo 1974. Carun, G.F. y L.J. McCabe, "Problems Associated with Metal sin Drinking Water," Journal American Water Works Association, Vol. 67, 11, 1975. Sacramento Area Consultants, Sewage Sludge Management Program Final Report, Vol. 1 SSMP Final Report, Work Plans, Source Survey, Sacramento Regional County Sanitation District, Sacramento, California 95814, septiembre 1979. Eason, J.E., J.G. Kremer y F.D. Dryden, "Industrial Waste Control in Los Angeles County," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 672, 1978. Monteith, H.D. y J.P. Stephenson, Development of an Efficient Sampling Strategy to Characterize Digested Sludges, Environmental Protection Service, Canadá, Training and Technology Transfer Division, Research Report No. 71, 1978. Epstein, E. y R.L. Chaney, "Land Disposal of Toxic Substances and Water Related Problems," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, 8, 1978. Stern, L., "The Great Cadmium Controversy," Sludge Magazine, Vol. 1, 2, marzo/abril 1978. Peterson, J.R., C. Lue-Hing y D.R. Zenz, "Chemical and Biological Quality of Municipal Sludge," Recycling Treated Muncipal Wastewater and Sludge Through Forest and Cropland, W.E. Sopper y L.T. Kardos, Editores, Pennsylvania State University Press, p. 26, 1973. Ohara, G.T., S.K. Raksit y D.R. Olson, "Sludge Dewatering Studies at Hyperion Treatment Plant," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, p. 912, 1978. Chawla, V.K., J.P. Stephenson y D. Liu, "Biological Characteristics of Digested Sewage Sludges," Proceedings, Sludge Handling and Disposal Seminar, Toronto, Ontario, 1974, Environmental Protection Service, Canadá, Conference Proceedings No. 2. Lawrence, J. y H.M. Tosine, "Polychlorinated Biphenyl Concentrations in Sewage and Sludges of Some Waste Treatment Plants in Southern Ontario," Bulletin of Environmental Contamination and Toxicology, Vol. 18, 1, 1977. Sacramento Area Consultants, Sewage Sludge Management Program Final Report - Vol. 2, SSB Operation and Performance, Sacramento Regional County Sanitation District, Sacramento, California 95814, septiembre 1979. Dube, D.F., G.D. Veith y G.F. Lee, "Polychlorinated Biphenyls in Treatment Plant Effluents," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 46, p. 966, 1974. Michigan Water Resources Commission, "Monitoring for Polychlorinated Biphenyls in the Aquatic Environment," 1973. American Society of Civil Engineers y Water Pollution Control Federation, Manual of Practice No. 8, Sewage Treatment Plant Design, 1959. Sacramento Area Consultants, Study of Wastewater Solids Processing and Disposal, Report to Sacramento Regional County Sanitation District, Sacramento, California 95814, junio 1975. Merz, R.C., "Operation of Screens, Grit Chambers and Sedimentation Tanks," Sewage Works Journal, Vol. 17, 4, julio 1945. Fisichelli, A.P., "Raw Sludge Pumping - Problems and Interdisciplinary Solutions," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 42, 11, 1970.

352

Volpe, G.J., "Static Screen and Rotostrainer Screenings Dewatering Test," Appendix B of Study to Wastewater Solids Processing and Disposal, Report to Sacramento Regional County Sanitation District, Sacramento, California 95814, junio 1975. Carnes, B.A. y J.M. Eller, "Characterization of Wastewater Solids," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 44, 8, 1972. Townsend, D.W., Water Works and Sewerage, 1933, según citado por Metcalf, L. y H.P. Eddy, American Sewage Practice, Vol. III, Disposal of Sewage, 3era Edición, McGraw-Hill, Inc., 1935. Blanchard, C.T., "Pressurized Air Simplifies Conveying Sewage Solids," Water and Sewage Works, Vol. 123, 11, 1976. Sacramento Area Consultants, Northeast Treatment PlantInterim Improvements, Report to Sacramento Regional County Sanitation District, Sacramento, California 95814, septiembre 1976. Garber, W.F. y G.T. Ohara, "Operation and Maintenance Experience in Screening Digested Sludge," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 44, 8, 1972. Finger, R.E. y J. Parrick, "Optimization of Grit Removal at a Wastewater Treatment Plant," trabajo presentado en la 51st Anual Conference de la Water Pollution Control Federation, Anaheim, California, octubre 3, 1974. Cuestionario para el San Francisco Bay Region Wastewater Solids Study, Oakland, California 94611, 1977. Mathews, W.W., 1957 Operator's Forum, W.D. Itatfield, Leader, Sewage and Industrial Wastes, Vol. 30, abril 1958. USEPA, Process Design Manual for Sulfide Control in Sanitary Sewerage Systems, Technology Transfer, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 625/1-74-005, octubre 1974. Fischer, Sewage Works Journal, 1930, según citado por Metcalf, L. y H.P. Eddy, American Sewage Practice, Vol. III, Disposal of Sewage, 3era Edición, McGraw-Hill, Inc., 1935. Cooper, T.W., 1963 Operator's Forum, A.J. Wahl, President, Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 36, 4, 1964. Drago, J.A., Internal Memorandum on Site Visit to Hampton Roads Sanitary District, Virginia, Brown and Caldwell, Walnut Creek, California 94596, 1976. Baer, G.T., Jr., "Wastewater Skimmings: Handling and Incineration," WPCF Deeds and Data, septiembre 1977. Lee, R.D., "Removal and Disposal of Grease and Skimmings at Wichita, Kansas," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 31, 6, 1959. Mick, K.L., "Removal and Disposal of Grease and Skimmings at Minneapolis - St. Pual, Minnesota," Sewage and Industrial Wastes, Vol. 31, 6, 1959. East Bay Municipal Utility District, Special District No. 1, Annual Report Supplement, 1970, East Bay Municipal Utility District, Oakland, California 94623, 1971. Ross, E.E., "Scum Incineration Experiences," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 42, 5, 1970. Burwell, H.W., Memoranda on West Point Treatment Plant Operations, Municipality of Metropolitan Seattle, Washington 98101, 1976. Banerji, S.K., C.M. Robson y B.S. Hyatt, Jr., "Grease Problems in Municipal Wastewater Treatment Systems," Proceedings of 29th Industrial Waste Conference, mayo 7-9, 1974, Purdue University, p. 768, 1975.

353

Donaldson, W., "Utilization of Sewage Grease," Sewage Works Journal, Vol. 16, 3, mayo 1944. Harris, R.H., Skimmings Removal and Disposal Studies, reporte entregado al Research and Development Section, County Sanitation Districts of Los Angeles County, Whittier, California 90607, septiembre 28, 1964. Brown and Caldwell, Study of Operations, Phase 1, Report of City of Albany, Georgia 31702, marzo 1979. Metropolitan Engineers, Sludge Handling and Disposal Interim Measures, Reporte para la Municipalidad de Metropolitan Seattle, Washington 98101, noviembre 1975. Lyon, S.L., "Incineration of Raw Sludges and Greases," WPCF Deeds and Data, abril 1973. USEPA, Treatment and Disposal of Wastes Pumped from Septic Tanks, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 600/2-77-198, septiembre 1977. USEPA, Septage Treatment and Disposal, preparado para el Technology Transfer Seminar Program de 1977, Technology Transfer, Cincinnati, Ohio 45268, 1977. USEPA, Treatment and Disposal of Septic Tank Sludges, A Status Report, Design Seminar Handout, Small Wastewater Treatment Facilities, Technology Transfer, Cincinnati, Ohio 45268, enero 1978. Brandes, M., "Accumulation Rate of Septic Tank Sludge and Septage," Journal Water Pollution Control Federation, Vol. 50, 5, 1978. USEPA, Handling and Disposal of Sludges from Combined Sewer Overflow Treatment, Office of Research and Development, Cincinnati, Ohio 45268, EPA 600/2-77-053a, b y c, mayo 1977. Satriana, M.J., Large Scale Composting, Noyes Data Corporation, Park Ridge, N.J., 1974. Willson, G.B. y J.M. Walker, "Composting Sewage Sludge, How?", Compost Science Journal of Waste Recycling, p. 30, septiembre - octubre, 1973. Epstein, E. y G.B. Willson, "Composting Raw Sludge," Proc. 1975 National Conference on Municipal Sludge Management and Disposal, Information Transfer Inc., p. 245, agosto 1974. Epstein, E., G.B. Willson, W.D. Burge, D.C. Mullen y N.K. Enkiri, "A Forced Aeration System for Composting Wastewater Sludge," Journal Water Pollution Control Federation, p. 688, Vol. 48, No. 4, abril 1976. USEPA, "Composting Sewage Sludge by High-Rate Suction Aeration Techniques," Office of Solid Waste, Washington, D.C. 10460, Interim report SW-614d, 1977. Wolf, R., "Mechanized Sludge Composting at Durham, New Hampshire," Compost Science Journal of Waste Recycling, p. 25, noviembre - diciembre 1977. Heaman, J., "Windrow Composting - A Commercial Possibility for Sewage Sludge Disposal," Journal Water Pollution Control Federation, p. 14, enero 1975. Ehreth, D.J. y J.M. Walker, "The Role of Composting and Other Beneficial Use Options in Municipal Sludge Management," Proc. National Conference on Composting of Municipal Residues and Sludges, p. 6, Information Transfer Inc., Rockville, MD., agosto 1977. Golueke, C.G., Biological Reclamation of Solid Wastes, Rodale Press, Emmaus, PA, 1977.

354

Epstein, E. y J.F. Parr, "Utilization of Composted Municipal Wastes," Proc. National Conference on Composting of Municipal Residues and Sludges, p. 46, Information Transfer Inc., Rockville, MD., agosto 1977. Jelenek, C.F., F.B. Read y G.L. Braude, "Health Perspective, Use of Municipal Sludge on Land," Proc. National Conference on Composting of Municipal Residues and Sludges, p. 27, Information Transfer Inc., Rockville, MD., agosto 1977. Poincelot, R.P., "The Biochemistry of Composting," Proc. National Conference on Composting of Municipal Residues and Sludges, p. 33, Information Transfer Inc., Rockville, MD., agosto 1977. Willson, G.B., "Equipment for Composting Sewage Sludge in Windrows and in Piles," Proc. National Conference on Composting of Municipal Residues and Sludges, p. 56, Information Transfer Inc., Rockville, MD., agosto 1977. Golueke, C.G., Composting - A Study of the Process and Its Principles, Rodale Press, Emmaus, PA, 1972. Wesner, G.M., "Sewage Sludge Composting," Technology Transfer Seminar Publication on Sludge Treatment and Disposal, Cincinnati, OH 45628, septiembre 1978. Parr, J.F., G.B. Willson, R.L. Chaney, L.J. Sikora y C.F. Tester, "Effect of Certain Chemical and Physical Factors on the Composting Process and Product Quality," Proceedings National Conference on Design of Municipal Sludge Compost Facilities, p. 130, Chicago, IL, Information Transfer, Inc., Rockville, MD, agosto 1978. Haug, R.T. y L.A. Haug, "Sludge Composting: A Discussion of Engineering Principles," partes 1 y 2, Compost Science/Land Utilization Journal of Waste Recycling, noviembre - diciembre 1977 y enero - febrero 1978. Colacicco, D., "A Cost Comparison with the Aerated Pile and Windrow Methods," Proc. National Conference on Composting of Municipal Residues and Sludges, p. 154, Information Transfer Inc., Rockville, MD., agosto 1977. Shuval, H.I., "Nightsoil Composting State of the Art and Research - Pilot Study Needs," Research Working Paper Series, P.U. report RES12, International Bank for Reconstruction and Development, Washington, D.C., noviembre 1977. Smith, D. y M.W. Selna, Pathogen Inactivation During Sludge Composting, Internal Reports, County Sanitation Districts of Los Angeles, septiembre 1976, febrero 1977. Burge, W.D., "Occurrence of Pathogens and Microbial Allergens in the Sewage Composting Environment," Proc. National Conference on Composting of Municipal Residues and Sludges, Information Transfer Inc., Rockville, MD., agosto 1977. Olver, W.M., Jr., "The Life and Times of Aspergillus fumigatus," Compost Science/Land Utilization Journal of Waste Recycling, marzo - abril 1979. Burge, W.D., P.B. March y P.D. Millner, "Occurrence of Pathogens and Microbial Allergens in the Sewage Sludge Composting Environment," Proc. National Conference on Composting of Municipal Residues and Sludges, Information Transfer Inc., Rockville, MD., agosto 1978. Slueski, S., "Building Public Support for a Compost Plant," Compost Science/Land Utilization Journal of Waste Recycling, Vol. 19, p. 10, 1978. Solomon, W.R., H.P. Burge y J.R. Boise, "Airborne Aspergillus fumigatus Levels Outside and Within a Large Clinical Center," Journal Allergy Clinical Immunology, Vol. 62, p. 56, 1978.

355

Schwartz, H.J., K.M. Citron, E.H. Chester, J. Kaimal, P. Barlow, G.L. Baum y M.R. Schuyler, "A Comparison of the Prevalence of Sensitization to Aspergillus Antigens Among Asthmatics in Cleveland and London," Journal Allergy Clinical Immunology, Vol. 62, p. 9, 1978. Slavin, R.G., "What Does a Fungus Among Us Really Mean?" Journal Allergy Clinical Immunology, Vol. 62, p. 7, 1978. Epstein, E., "Composting Sewage Sludge at Beltsville, Maryland," Proc. of Land Application of Residual Materials Engineering, Foundation Conference, Publishing ASCE, New York, NY, octubre 1976. USEPA, Sludge Handling and Conditioning, Office of Water Program Operations, Washington, DC 10460, EPA 430/9-78-002, febrero 1978. Kalinske, A.A., "Study of Sludge Disposal Alternatives for the New York-New Jersey Metropolitan Area," trabajo presentado en la 48ava Conferencia de la Water Pollution Control Federation, Miami Beach, Florida, octubre 1975. Crombie, G., "Mechanized Forced Aeration Composting for Durham, New Hampshire," Town of Durham, 1978. Horvath, R.W., "Operating and Design Criteria for Windrow Composting of Sludge," Proceedings National Conference on Design of Municipal Sludge Compost Facilities, Information Transfer, Inc., Rockville, MD, agosto 1978. Camp, Dresser and McKee, Inc., Alternative Sludge Disposal Systems for the District of Columbia Water Pollution Plant at Blue Plains, District of Columbia, reporte sin publicar preparado para el Departamento de Servicios Ambientales del Distrito de Columbia, diciembre 1975. Colacicco, D., E. Epstein, G.B. Willson, J.F. Parr y L.A. Christensen, "Cost of Sludge Composting," USDA, Agricultural Research Service, ARS-NE-79, Washington, DC, febrero 1977. Willson, G.B., J.F. Parr y D.C. Basey, "Criteria for Effective Composting of Sewage Sludge in Aerated Piles and for Maximum Efficiency of Site Utilization," Proceedings National Conference on Design of Municipal Sludge Compost Facilities, Information Transfer, Inc., Rockville, MD, agosto 1978. Sikora, L., "Materials Balance in the Beltsville Aerated Pile Method of Sewage Sludge Composting," Proceedings National Conference and Exhibition on Municipal and Industrial Sludge Management, Information Transfer, Inc., Rockville, MD, noviembre 1979. Resource Conversion Systems, Inc., Company Process Brochure, Houston, Texas, diciembre 1977. USEPA, Evaluation of "Within Vessel" Sewage Sludge Composting Systems in Europe, Draft Report, Municipal Environmental Research Laboratory, Cincinnati, OH 45268, Contract 68-03-2662, 1978.

356

Tabla de conversión de unidades de medida al Sistema Internacional de Unidades (SI)

OTROS SISTEMAS DE UNIDADES

SISTEMA INTERNACIONAL DE UNIDADES (SI) SE CONVIERTE A UNIDAD SÍMBOLO MULTIPLICADO

POR UNIDAD SÍMBOLO LONGITUD

Pie pie, ft.,‘ 0.3048 metro m Pulgada plg., in, “ 25.4 milímetro mm

PRESIÓN/ ESFUERZO

Kilogramo fuerza/cm2 kgf/cm2 98,066.5 Pascal Pa

Libra/pulgada2 lb/ plg2 ,PSI 6,894.76 Pascal PaAtmósfera atm 98,066.5 Pascal Pametro de agua m H2O (mca) 9,806.65 Pascal PaMm de mm Hg 133.322 Pascal Pa Bar bar 100,000 Pascal Pa FUERZA/ PESO

Kilogramo fuerza

kgf 9.8066 Newton N

MASA Libra lb 0.453592 kilogramo kg Onza oz 28.30 gramo g

PESO VOLUMÉTRIC

O

Kilogramo fuerza/m3 kgf/m3 9.8066 N/m3 N/m3

Libra /ft3 lb/ft3 157.18085 N/m3 N/m3 POTENCIA

Caballo de potencia, Horse Power

CP, HP

745.699

Watt

W

Caballo de vapor

CV 735 Watt W

VISCOSIDAD DINÁMICA

Poise μ 0.01 Mili Pascal segundo mPa.s

VISCOSIDAD CINEMÁTICA

Viscosidad ν 1 Stoke m2/s (St)

357

cinemática ENERGÍA/ CANTIDAD DE CALOR

Caloría cal 4.1868 Joule J Unidad térmica británica BTU 1,055.06 Joule J

TEMPERATURA

Grado Celsius °C tk=tc + 273.15 Grado Kelvin K Nota: El valor de la aceleración de la gravedad aceptado internacionalmente es de 9.80665 m/s2

Guia para el manejo, tratamiento y disposición de lodos residuales en plantas

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