Ptar Uasb

Escuela Politécnica del Ejército

Mayo 2013

Diseño de una Planta de Tratamiento de Aguas Residuales para la Industria Alimenticia Snob-Sipia S.A. Evelyn Calderón, Juan F. Díaz, Andrea González Noveno Competencias

Ingeniería en Biotecnología Biotecnología Ambiental

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1. INTRODUCCIÓN

Para el desarrollo sustentable de la industria es necesario aplicar y fortalecer medidas técnicas con el objetivo de disminuir su impacto en los ecosistemas. La gestión integral de los desechos producidos por la industria constituye una actividad fundamental para asegurar el mejor uso de los recursos disponibles y prevenir la contaminación.

De acuerdo a la normativa ecuatoriana las industrias deben asegurar que sus efluentes cumplan con los rangos permisibles de parámetros físicos-químicos y biológicos estipulados en la Norma de Calidad Ambiental y de Descarga de efluentes: Recurso Agua detallada en el Libro IV Anexo 1 del Texto Unificado de Legislación Ambiental Secundaria, para lo cual es su obligación implementar un sistema adecuado de caracterización, tratamiento y disposición de los efluentes. En la tabla 1 se muestra un resumen de los límites de descarga al sistema de alcantarillado público establecidos para los efluentes industriales.

Tabla 1. Límites de descarga al sistema de alcantarillado pública

Parámetros Expresado como Unidad Límite máximo permisible

Aceites y grasas Sustancias solubles en hexano mg/l 100

Demanda Bioquímica de Oxígeno (5 días) D.B.O5 mg/l 250

Demanda Química de Oxígeno D.Q.O. mg/l 500

Materia flotante visible ausencia

Potencial hidrógeno pH 5-9

Sólidos Sedimentables ml/l 20

Sólidos Suspendidos Totales mg/l 220

Sólidos totales mg/l 1600

Además de estos requerimientos las industrias alimenticias se encuentran reguladas por el Reglamento de Buenas Prácticas para alimentos procesados donde se establece como una condición importante de diseño y construcción; el establecimiento de un sistema de disposición de desechos líquidos para evitar la contaminación del alimento, el agua o las fuentes de agua potable.

Con el fin de dar cumplimiento a las normas nacionales establecidas con respecto a la calidad de los residuos de industrias alimenticias; el presente proyecto propone el diseño de una planta de tratamiento para el efluente de la empresa SNOB S.A., la cual se especializa en la producción y comercialización de alimentos en conserva. Este tipo de industrias generan residuos principalmente por sus procesos de lavado, descarozado, pelado y selección; produciendo efluentes por lo general con una alcalinidad elevada, fácilmente fermentables y con la presencia de sólidos sedimentables y particulados correspondientes a los residuos vegetales. (Matrone, 1999). Este tipo de industrias maneja además un sistema de producción por estaciones que puede provocar cambios en las características del efluente que complican la disposición y el tratamiento del mismo (Sigg y Britz, 2007). Además la presencia de cantidades traza de soluciones de limpieza como hidróxido de sodio que es generalmente usado en el pelado de la materia prima pueden complicar su tratamiento (Sigg y Britz, 2007).

La planta de SNOB S.A. se localiza en el km 21 de la vía interoceánica, en la parroquia de Puembo, a una altitud de 2 400 msnm y una temperatura promedio entre los 16.5 y 18.5 °C. La principal actividad que realiza la planta es el procesamiento del palmito que incluye el pelado de la materia prima, corte y clasificación, además de varios y abundante lavados con agua potable. Su descarga se dirige al alcantarillado público.

Para seleccionar un sistema adecuado de tratamiento de efluentes de industrias procesadoras de alimento es determinante realizar la caracterización de las propiedades del efluente, las condiciones ambientales del sitio y la factibilidad económica del sistema. Siguiendo esta línea los reactores de tipo anaerobio aparecen como una importante alternativa de implementación especialmente para efluentes con alta carga orgánica, debido a la estabilidad de funcionamiento y la ventaja de poder descargar su efluente tratado directamente al alcantarillado, además de proveer una mayor facilidad para el manejo de los lodos residuales que su contraparte los tratamientos aerobios (Ohnishi, 2002). Una de las principales aplicaciones de la digestión anaerobia es precisamente en el procesamiento de aguas residuales provenientes de industrias alimenticias, debido a la naturaleza de estos efluentes que contienen altas cantidades de materia orgánica y por lo general bajas concentraciones de elementos tóxicos (Trnovec y Britz, 1998).

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Una de las variaciones de tratamiento anaerobio más difundidas son los reactores tipo UASB, que consisten en una cámara de digestión formada por una cama de lodos granulares altamente sedimentables seguidos de una manta de biomasa disuelta cuya capacidad de sedimentación es menor; y una cámara de clarificación donde se encuentra la campana de separación de gases, líquidos y sólidos, la cual permite la salida del biogás derivado del proceso, la salida del efluente tratado y el retorno de los sólidos al fondo del reactor (Miller,2013). Estos sistemas han sido implementados en el tratamiento de aguas residuales de industrias enlatadoras con resultados de eficiencia de remoción de la fracción orgánica de hasta un 93% (Sigg y Britz ,2007).

Las ventajas de aplicar un reactor tipo UASB para aguas provenientes de industrias procesadoras de frutas incluyen: la alta adaptabilidad de los consorcios microbianos anaerobios a la alcalinidad del agua residual, la eficiencia en la remoción de materia orgánica biodegradable y no biodegradable, capacidad de retener altas concentraciones de biomasa a pesar de la velocidad de flujo ascendente de las aguas, facultad de trabajar de manera intermitente, la producción de lodos estabilizados y sistemas de funcionamientos estable (Sigg y Britz ,2007). Es por eso que se seleccionó un tratamiento anaerobio para el efluente de la planta procesadora SNOB basado en un reactor tipo UASB y complementado con elementos de remoción de sólidos suspendidos, homogenización, captación de gases y deshidratación de lodos. El diseño propuesto tiene la finalidad de establecer las especificaciones de instalación de la planta de acuerdo a las condiciones de la localización de la empresa SNOB y a la caracterización de su agua residual.

2. METODOLOGÍA

Muestra

Se analizó una muestra de agua residual del efluente de la empresa de alimentos en conserva SNOB, el cual proviene exclusivamente del proceso industrial. Se utilizó botellas Winckler de 500 ml y se conservó la muestra a baja temperatura hasta su análisis. Previo al ensayo se realizó diluciones de la muestra basadas en una evaluación cualitativa de sus características físicas como turbidez y presencia de sólidos sedimentables. Las diluciones realizadas fueron de 1:3 y 1:10.

Determinación DQO

Para determinar la Demanda Química de Oxígeno (DQO) se utilizó el método colorimétrico de flujo cerrado descrito por Standard Methods for the Examination of Water and Wastewater 5220D (1998).

Para determinar la concentración final de DQO en la muestra, se corrió una curva de calibración de concentraciones estándares, utilizando diluciones de una solución stock de ftalato de potasio en la cual se establece la relación de 425 mg de ftalato de potasio = 1176 mg de DQO/mg de materia.

La medición de la absorbancia de las muestras, los estándares y el blanco se realizó a una longitud de onda de 600 nm.

Determinación de DBO

Para la determinación de la Demanda Biológica de Oxígeno (DBO) se utilizó el equipo OxiTop®, el cual se basa en el principio de variación de presiones dentro de un sistema cerrado, causado porque los microorganismos de la muestra consumen el oxígeno y liberan CO2, el cual es absorbido por el NaOH, creando una presión de vacío la cual es detectada y medida como un valor proporcional de DBO en mg/l.

Como los resultados de Demanda Biológica de Oxígeno se expresan como DBO5, es necesario estimar la DBO última, es decir la materia orgánica biodegradable total de la muestra, para ello se utilizó el método gráfico de Thomas (Saracho et al., 2011). Con este método se pudo estimar la constante cinética de la DBO y por medio de esto establecer la DBOu.

El método gráfico de Thomas usa la siguiente ecuación:

(1)

Donde:

(2)

(3)

(4)

3

Con esto y mediante la fórmula:

(5)

Se calculó la demanda biológica de oxígeno total.

Reactor

Se seleccionó un reactor tipo Upflow anaerobic sludge blanket (UASB), el cual es un reactor tipo manto de lodos. Se escogió este reactor en base a los resultados del análisis de DQO y DBO. Para el desarrollo del reactor se realizaron los siguientes cálculos.

Carga media del afluente (Lo)

(6)

Selección del tiempo de retención hidráulica (θH)

Se lo hizo en base a la temperatura del líquido del efluente.

Volumen del reactor (V)

Va en función del caudal medio (regular) de la fábrica, y el tiempo de retención hidráulica.

(7)

Selección del número de reactores

Se hace en base al volumen obtenido. Se decide si sería factible construir un reactor grande o dos o más reactores pequeños, ya que es importante considerar las dimensiones que tendría el tanque, y si es físicamente aceptable.

Selección de la altura del reactor (H)

Analizando múltiples referencias puede verse que el reactor UASB puede medir hasta 7 metros de altura como máximo, mucho depende del tipo de diseño e incluso de la cantidad de lodos generados, cantidad de biomasa presente, la cantidad de gases que se espera generar y el espacio libre de cabeza del reactor (van Haandel et al., 2012). En un reactor de 5,5 metros de alto, se puede tener una cámara de digestión de 3,5 m y una cámara de sedimentación de 2 metros, solo para dar una idea de las proporciones empleadas.

Área del reactor (A)

El área del reactor se establece en base al volumen de diseño calculado y la altura seleccionada.

(8)

Forma del reactor

Los reactores UASB pueden ser construidos de forma circula o rectangular. La forma circular ofrece varias ventajas como una mayor estabilidad estructural y menor perímetro o área ocupada respecto a un rectangular. Por ello también se requiere menor cantidad de materiales de construcción, lo que reduce costos. Sin embargo, esta forma de reactor no es muy aplicada cuando se trata grandes flujos de agua, ya que se requiere un diseño modular, el cual es alcanzable al utilizar reactores rectangulares, los cuales pueden colocarse uno a continuación de otro, compartiendo paredes (Fang, 2010).

Diámetro (D) y radio (r)

El radio se obtiene a partir de despejar la fórmula del área para una circunferencia, ya que el reactor será circular. El diámetro es igual a dos veces el radio de la circunferencia.

(9)

(10)

Correcciones

Los valores de radio y diámetro deben ser redondeados para obtener medidas exactas que puedan ser aplicadas en la construcción. Con esos nuevos valores se hace la corrección del área con la

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fórmula (9). De la misma forma se procede corrigiendo el volumen mediante la ecuación (8) y finalmente se corrige el tiempo de retención hidráulica con la ecuación (7).

Verificación de cargas aplicadas

Se deben calcular la carga orgánica volumétrica (COV) y la carga hidráulica volumétrica (CHV) mediante las siguientes ecuaciones:

(11)

(12)

La COV es la carga de materia orgánica aplicada diariamente al reactor, por unidad de volumen. La CHV es el volumen de agua residual aplicado diariamente al reactor, por unidad de volumen.

Estudios experimentales han demostrado que la carga hidráulica volumétrica no debe ser mayor a 5 m

3/m

3·d, lo que equivale a 4,8 horas (Von Sperling et al., 2005). Por otra parte, se sabe que para

efluentes industriales la carga orgánica volumétrica debe ser menor a 15 kgDQO/m3·d (de Lemos,

2007).

Velocidad superficial (v)

Se calcula mediante la ecuación (13). La velocidad máxima en el reactor depende del tipo de lodo y de las cargas aplicadas. Se espera tener un valor que oscile entre 0,5 a 0,7 m/h (de Lemos, 2007).

(13)

Eficiencias de remoción

Las fórmulas empleadas para calcular el porcentaje de remoción son netamente empíricas (Von Sperling et al., 2005). Además, a partir de este porcentaje y la cantidad de DBO y DQO total se puede estimar la cantidad de materia orgánica final en el efluente (Ecuación (16)).

Para DQO: (14)

Para DBO: (15)

Para el sustrato en el efluente: (16)

Campana o separador gas-líquido-sólido (GLS)

Esta parte del reactor es importante para lograr un buen funcionamiento del mismo, manteniendo un lodo sedimentable, un efluente clarificado y gases adecuadamente separados. Para diseñar esta sección se requiere calcular los siguientes parámetros (Caicedo, 2006):

Velocidad de flujo en la campana (vF)

(17)

Área de abertura (Aabertura)

(18)

Área de la sección transversal de la campana (Acampana)

(19)

(20)

Con la ecuación (19) se halla el valor del área ocupada por la campana en su sección más amplia, mientras que con la ecuación (20) se halla rc que es el radio mayor de la campana. A es el área del reactor.

Ancho de la abertura (Wa)

(21)

Donde r es el radio del reactor.

Selección de la altura tope sobre el líquido (Wt) y el ancho mínimo (Ht)

Tanto el ancho mínimo del separador GLS y la altura tope de la sección que se encontrará sobre el líquido fueron establecidos. Ambos valores deben ser iguales.

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Espacio entre la pared interna del reactor y la sección tope de la campana (Wg)

(22)

Selección del ángulo de la campana (α)

Se escoge un ángulo que se ajuste mejor al diseño y además que cumpla con el parámetro de diseño

de ser mayor a 45°.

Altura de la campana (Hg)

Se hace el cálculo de la altura de la región cónica de la campana.

(23)

Selección del traslapo (Tv)

Se establece una medida de cuánto se desea que la campana traslape a los deflectores ubicados en las paredes del reactor. Ancho de los deflectores (Wd)

(24)

Longitud de los deflectores (Ld)

(25)

En el siguiente esquema se presentan los parámetros de cálculo de la campana:

Imagen 1. Esquema de diseño del separador Gas-Líquido-Sólido (Caicedo, 2006).

Tuberías de distribución

Primero se debe establecer el número de tuberías a emplear, para ello se selecciona un área de influencia de cada tubo (Ad) que debe estar entre 1,5 a 3 m

3 y se emplea la ecuación (28), donde Nd

es el número de tubos a utilizar, y A el área del reactor (de Lemos, 2007).

(28)

El caudal debe redistribuirse para el número de tubos determinados.

(29)

Con este nuevo caudal y seleccionando un diámetro de tubería, que esté entre los 75 a 100 mm, se establece primero el área de la tubería, ecuación (27), y luego la velocidad en la entrada del tubo de distribución (bajo de P1) que debe ser menor a 0,2 m/s (de Lemos, 2007), a partir de la ecuación (26).

Luego, utilizando Bernoulli y los coeficientes de pérdida, ecuación (30), se calcula la velocidad de salida por la parte inferior del tubo de distribución (P2). Para ello se debe considerar la altura de agua en el tanque de distribución (P1) y el largo de la tubería, además se debe tener en cuenta la presión generada por la columna de agua desde P2 hasta la altura del rebosadero (P3). (Ver Imagen 2).

(30)

La ecuación (30) se explica más adelante en la sección de cálculo de pérdidas en las tuberías.

En la Imagen 2, se esquematiza los puntos previamente planteados. En la parte inferior de las tuberías, se debe considerar una separación prudencial de los tubos sobre el fondo del tanque de 10

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a 15 cm como mínimo para evitar o prevenir taponamientos (de Lemos, 2007). Además, toda la tubería tendrá el mismo diámetro.

Imagen 2. Esquema de las tuberías y tanque de distribución

Longitud de las tuberías de distribución

Para establecer el largo de estas tuberías se debe considerar la altura del reactor, la separación entre el tanque de distribución y el reactor y la distancia entre las tuberías y el fondo del reactor.

Tanque de distribución

Para diseñar el distribuidor se considera el área de influencia de cada tubería y el área del reactor. A partir del área de influencia se calcula el radio de influencia (rd) a partir de la formula generalizada del área de una circunferencia. El diámetro de influencia (Dd = 2rd) debe ser mayor al radio del reactor (r) para asegurar un buen contacto sustrato-biomasa.

(31)

(32)

Las tuberías irán en los extremos del tanque de distribución. Para hallar el radio del tanque (extremo del tanque medido desde el centro) se usa la siguiente ecuación (Imagen 3):

(33)

A partir del radio del tanque se calcula al área del mismo considerando que el tanque es circular (esto se debe considerar desde el inicio). La altura del tanque debe seleccionarse de tal modo que no se sobredimensione este aspecto.

Finalmente, las tuberías deben colocarse equidistantemente unas de otras con el fin tener una buena distribución.

Imagen 3. Esquema para el diseño del tanque de distribución.

Fondo del reactor

Para diseñar el fondo del reactor es importante seleccionar un ángulo de inclinación (β) del mismo, y también establecer el espacio o el diámetro del orificio central (Do) por donde saldrán los lodos estabilizados. Con estos datos se puede calcular la altura de la sección inclinada (h), el volumen desplazado de líquido y la altura del líquido que debe ser corregida dentro del tanque.

(34)

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Imagen 4. Esquema para el diseño del fondo del reactor.

El volumen desplazado se calcula con:

(35)

(36)

(37)

El volumen desplazado respecto al área del reactor da la altura de líquido que se ha desplazado.

Producción de biomasa

Para este caso, se calcula en función al DQO (So) que es mayor al DBO (se verá en la sección de Diseño), el volumen del reactor y un rendimiento observado (dato bibliográfico).

(38)

Producción de metano

Se calcula en base a las siguientes relaciones.

(39)

(40)

Donde la ecuación (39) está en kilogramos de metano por día y la (40) en kilogramos de metano por metro cúbico. R es la constante universal de los gases, P es la presión en atmósferas y T es la

temperatura expresada en °C.

El caudal de metano generado será:

(41)

Producción de biogás

El metano es un componente del biogás, el cual tiene también como componente al CO2. Sin embargo, las proporciones entre estos dos gases en el biogás pueden variar. Para calcular el caudal de biogás producido se debe escoger qué proporción se empleará.

(42)

Cama de lodos

Algunas bibliografías mencionan que dentro de un reactor UASB el 30% de su volumen está ocupado por la cama de lodos como se conoce. Entonces a partir de este dato se obtendrá el volumen de la cama de lodos (Vlodos). Se debe considerar el volumen del fondo que estará ocupado por lodos (volumen de un cono truncado, ecuación (36)) para calcular el volumen (Vsobre fondo) y la altura que ocuparán los lodos (hf) sobre la sección del cono o sección del fondo.

(43)

(44)

Tanque de almacenamiento

En este diseño de un PTAR se utilizará un tanque de almacenamiento que a su vez servirá como un tanque de homogeneización de caudal y pH principalmente, el cual tendrá un agitador con el objetivo de evitar la sedimentación de los sólidos presentes en el agua residual. El volumen del tanque estará en función del caudal diario de efluente en la industria y de un volumen previamente añadido para

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evitar el cabitaje de la bomba. El área y la altura del tanque se seleccionará de tal manera que exista un volumen libre de cabeza y que la construcción no resulte dificultosa.

Tuberías de agua y de lodos, y selección de bombas

Para diseñar y dimensionar las tuberías de agua, ya sea residual o tratada, y de lodos, es importante conocer la densidad, viscosidad y temperatura del fluido. Segundo, se debe seleccionar el tipo de tubería a emplear, ya sea acero inoxidable, cobre, PVC, entre otros. Tercero, se debe establecer las distancias entre cada sección de la planta de tratamiento de aguas residuales (PTAR), las pendientes existentes, y la distribución o instalación de las tuberías. Dentro de la distribución de las tuberías debe considerarse los accesorios a emplearse, tales como codos, tees, y otros. No hay que olvidar, que otros parámetros necesarios son el caudal y la velocidad media, y además considerar la presión existente dentro de un tanque si éste no estuviera expuesto a la presión atmosférica.

Con toda esta información se procede a dimensionar las tuberías. La información que prosigue fue tomada de Perry et al. (1999).

Cada material (acero, PVC, etc) posee un coeficiente de rugosidad (ε), entonces: (45)

Donde εr es la rugosidad relativa y D el diámetro de la tubería.

(46)

Donde Re es el número de Reynolds, v es la velocidad media, ρ es la densidad del fluido y μ es la viscosidad dinámica del fluido. Reynolds permite determinar si el flujo es laminar (Re < 2100), es transitorio (2100 < Re < 5000) o si es turbulento (Re > 5000).

Con Re (laminar o turbulento), εr, mediante la ecuación (47), se puede obtener el factor de Darcy (fd), que será de utilidad para el cálculo de las pérdidas por fricción. Cuando el flujo es laminar se aplica la fórmula 47a , y cuando el flujo es turbulento se aplica 47b:

(47a)

89,0Re

1286,5

7,3log2

1 r

Df

(47b)

Luego para calcular las pérdidas en cada sección del sistema de tuberías y seleccionar la bomba adecuada donde sea necesario se utiliza la ecuación de Bernoulli:

(48)

Donde P1 y P2 son presiones, h1 y h2 son alturas sobre el nivel de referencia, v1 y v2, es la rapidez cada punto, ρ es la densidad del fluido y g es la aceleración de la gravedad. Además, hf es la perdida lineal, hs es la perdida por accesorio y Wb es el trabajo de la bomba, ya sea para succión o impulsión.

Por otra parte, la presión se considera cero cuando el fluido está expuesto a la presión atmosférica; la altura se puede considerar cero cuando está en el nivel de referencia; y la velocidad se considera aproximadamente cero cuando el área es grande.

(49)

(50)

En la ecuación (49), L es la longitud de la tubería, Q es el caudal, v es la velocidad media, f es el factor de Darcy, D es el diámetro de la tubería y g es la aceleración de la gravedad.

En la ecuación (50), k es el coeficiente específico del accesorio. Los demás parámetros ya se explicaron anteriormente.

Tanque de lodos estabilizados

Al final del proceso se colocará un tanque para recibir los lodos estabilizados, el mismo que será rectangular. El volumen de este tanque debe estar en relación a la cama de lodos del reactor y el resto de lodos que se tenga dentro del tanque.

(51)

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Donde Vtl es el volumen, ltl es el largo, atl es el ancho y htl es la altura del tanque.

3. DISEÑO Y SELECCIÓN

Nota: Los valores en rojo son datos bibliográficos o establecidos bajo el criterio.

Para el diseño de la PTAR se obtuvieron los siguientes datos o parámetros:

Tabla 2. Datos previos o iniciales para la construcción de la PTAR.

Variable Valor Unidad μmax 0,4 1/h Ks 135 mgDQO/l Yobs 0,21 mgSSV/mgDQO Kd 0,029 1/h DQO (So) 1404 mg/l DBOu 651 mg/l T efluente 16,5-18,5 °C T necesaria 16-19 °C θH 10 h θC 30 d Q 65 m

3/d 2708 l/h

De la Tabla 2 la DQO y DBO última son valores calculados como se indica en la metodología. La temperatura y el caudal del efluente fueron medidos in-situ, y para facilidad de trabajo se seleccionó la temperatura media que es de 17,5°C

Estructura general de la PTAR

La PTAR se estructurará de la siguiente forma: El efluente de la industria será conducido a un filtro, luego pasará a un tanque de almacenamiento del agua residual desde donde se bombeará la misma hacia el tanque de distribución sobre el reactor. Desde el tanque de distribución el agua entrará al reactor, para que el agua tratada salga hacia el alcantarillado. Los lodos producidos tras el tiempo de retención celular se deshidratarán para poder ser usados como abono, ya que estos salen ya estabilizados. Mientras que los sólidos que salen del filtro se triturarán y deshidratarán para poder enviarlos a un relleno sanitario.

Tamiz estático autolimpiante

Se seleccionó el modelo PEA-1,5 de la casa TECNOSAN Ltda., cuyas dimensiones son 1,5 m de ancho, 1,7 m de alto y 1,43 m de largo. Su caudal máximo es de 90 m

3. Este tipo de tamiz retiene los

sólidos en su telera haciéndolos caer en un colector, mientras que el agua cae por la parte inferior del equipo. No necesita mantenimiento, ni retrolavado, ya que el propio flujo quita los sólidos, y está elaborado en acero inoxidable 304. Además no consume energía.

Imagen 5. Tamiz estático autolimpiante (TECNOSAN Ltda).

Reactor

A continuación se presenta un resumen de los resultados obtenidos en base a los parámetros especificados en la metodología para el diseño de reactor.

El Texto Unificado de Legislación Ambiental Secundaria (2003), Libro IV, Anexo I, en el punto referente a límites de descarga al sistema de alcantarillado público, establece que los límites máximos permisibles son de 500 ppm para DQO y 250 ppm para DBO5. Si se compara este parámetro con lo que se espera obtener en el reactor (Tabla 3) se puede decir que el agua tratada se podrá descargar al alcantarillado sin ninguna dificultad.

Además las eficiencias de remoción esperadas son mejores que las establecidas en bibliografía para DQO de 40-90% y para DBO de 45-90% (Von Sperling et al., 2005).

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Tabla3. Resultados de los parámetros de diseño del reactor.

Parámetro Valor Unidad

Carga media del afluente 91,26 kg/d

Selección de θH 10 h

Volumen del reactor 27,09 m3

Selección del número de reactores 1 Selección de la altura del reactor 5,50 m

Área del reactor 4,93 m2

Forma del reactor Circular Diámetro del reactor 2,50 m

Radio del reactor 1,25 m

Diámetro corregido 2,60 m

Radio corregido 1,30 m

Área corregida 5,31 m2

Volumen corregido 29,20 m3

θH corregido 11 h

Carga orgánica volumétrica 3,13 kg/m3·d

Carga hidráulica volumétrica 2,23 m3/m

3·d

Velocidad superficial 0,51 m/h

Eficiencia de remoción de DQO 70,42 %

Eficiencia de remoción de DBO 97,26 %

DQO en el efluente del reactor 415,37 mg/l

DBO en el efluente del reactor 17,86 mg/l

El tiempo de retención hidráulica se seleccionó en base a la temperatura del agua residual (de Lemos, 2007).

Campana o separador gas-líquido-sólido (GLS)

Tabla 4. Resultados de los parámetros de diseño de la campana.


Velocidad de Flujo de la campana 48,97 m/d

Área de abertura 1,33 m2

Área de la sección transversal de la campana 1,33 m

Radio mayor de la campana 1,13 m2

Ancho de la abertura 0,17 m

Selección de la altura tope 0,60 m

Selección del ancho mínimo 0,60 m

Espacio entre pared del reactor y tope de la campana 0,83 m

Selección de ángulo de la campana 60 °

Altura de la campana 1,43 m

Selección del traslapo 0,15 m

Ancho de deflectores 0,32 m

Longitud de deflectores 0,65 m

Tubos de distribución

Tabla 5. Resultados de los parámetros de diseño de las tuberías de distribución.

Tuberías de distribución


Área de influencia 2,25 m2

Área del reactor 5,31 m2

Caudal 65,00 m3/d

Número de tuberías 3

Caudal por tubería 21,67 m3/d

Separación del fondo 0,35 M

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Tabla 6. Resultados de los parámetros de diseño las tuberías de distribución en el punto P0, bajo P1 y punto P2.

Tubería de entrega (P0)


Velocidad 0,15 m/s

Caudal 65,00 m3/d

Área de la tubería 5,02·10-3

m2

Diámetro de la tubería 7,99·10-2

M

Radio de la tubería 3,99·10-2

M

Entrada al tubo de distribución (bajo P1)


Diámetro de la entrada 7,62·10-2

M


Área de la entrada 4,56·10-3

m2

Velocidad a la entrada 0,055 m/s

Salida del tubo de distribución (P2)


Diámetro de la salida 7,62·10-2

M


Largo de tubería 6,65 M

Separación del fondo 0,35 M

Columna de agua (P2 a P3) 5,25 M

Densidad del agua 1030 kg/m3

Viscosidad dinámica 0,001081 kg/m·s

Velocidad media 0,055 m/s2

Rugosidad relativa 0,019

Factor de Fanning 0,016

Perdida por longitud 2,16·10-4

M

Velocidad a la salida 5,6 m/s

Tanque de distribución

Tabla 7. Resultados de los parámetros de diseño del tanque de distribución.


Diámetro de influencia 1,69 m

Radio de influencia 0,85 m

Radio del tanque de distribución 0,45 m

Diámetro del tanque de distribución 0,90 m

Área del tanque de distribución 0,64 m2

Altura del tanque de distribución 0,40 m

Fondo del reactor

Tabla 8. Resultados de los parámetros de diseño del fondo del reactor. Parámetro Valor Unidad

Radio del reactor 1,30 m

Radio de la salida de lodos 0,0476 m

Ángulo de la pendiente del fondo 15 °

Longitud r-ro 1,225 m

Altura de la pendiente del fondo 0,33 m

Volumen de la sección 1,75 m3

Volumen del cono truncado 0,62 m3

Volumen desplazado 1,13 m3

En la Imagen 6 se muestra las distintas medidas de diseño del reactor UASB. Los puntos a resaltar es la altura total del reactor, que incluye la base o soporte del reactor, el reactor propiamente dicho, la tapa, la altura entre el reactor y el tanque de distribución y la altura del tanque de distribución. En total el reactor posee 7,83 m de altura y 2,60 m de diámetro. Además las tuberías de distribución tienen una longitud de 6,68 m. Finalmente, el espacio dejado sobre el fondo horizontal del reactor es de 0,35

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m. La sección verde es el soporte del tanque de distribución, mientras que la tubería amarilla es la correspondiente a la extracción de biogás.

Producción de biomasa, metano y biogás

Tabla 9. Resultados de los parámetros de producción de biomasa, metano y biogás. Parámetro Valor Unidad

Producción de biomasa 8,61 kg

Producción de metano (masa) 45,10 kgDQO/d

Presión atmosférica 0,76 atm

Temperatura del agua 17,5 °C

Constante universal de los gases 0,08205 atm·l/mol·K

DQO para producción de metano 64 gDQO/mol

Producción de metano (volumen) 2,03 kgDQO/m3

Fracción de CO2 en biogás 75 %

Producción de biogás 29,62 m3/d

Cama de lodos

Tabla 10. Resultados de los parámetros de cálculo de la cama de lodos. Parámetro Valor Unidad

Fracción de volumen del reactor ocupado por cama de lodos 30 %

Volumen de lodos 8,76 m3

Volumen del cono truncado 0,62 m3

Volumen ocupado sobre la sección del cono 8,14 m3

Altura de los lodos sobre la sección del cono 1,53 m

Imagen 6. Esquema del reactor UASB con dimensiones. Los valores están expresados en metros (m).

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Tanque de almacenamiento

Tabla 11. Resultados de los parámetros de diseño del tanque de almacenamiento. Parámetro Valor Unidad

Volumen necesario 108,40 m3

Altura del agua en el tanque 6 m

Espacio libre de cabeza 0,5 m

Área del tanque 18,1 m

Radio del tanque 2,4 m

Volumen de diseño 117,65 m3

El volumen que se especifica como necesario es el que ocupará el agua residual en el tanque, ya que en un día de trabajo (8 horas) se producen 65 m

3 de agua residual. Durante el primer día de

operación de la planta este será el volumen que se almacenará en el tanque. Al segundo día en 8 horas entrarán otros 65 m

3 de agua, pero también saldrán 21,6 m

3 hacia el reactor (resultado de

dividir 65 m3 para 24 horas de funcionamiento de la planta). Como la planta trabaja continuamente,

durante las 16 horas restantes del día el tanque enviará 43,2 m3 de agua al reactor, quedando al final

una cama de agua residual de 65 m3, así se evitará el cabitaje de la bomba. Para este tanque se

decidió instalar el modelo de agitador lento en forma de hélice 4410 de ITT Flygt, ya que es de fácil instalación, reduciría costos energéticos y se puede adaptar a diferentes circunstancias ya que es móvil. Este modelo tiene una potencia de eje de 50 Hz, 2,3 kW, un empuje nominal máximo de 50 Hz, 2,2 kN y se seleccionó un diámetro de hélice de 1,6 m.

Imagen 7. Agitador lento 4410 (ITT Flygt).

El muelle de unión entre el tanque y el agitador será de acero inoxidable al igual que sus soportes sumergidos, y llegará hasta el centro del tanque (2,4 m). El agitador se colocará a una distancia de 2 metros desde la pared del tanque, así se promoverá un movimiento circular del agua residual.

Tanque de lodos estabilizados

Se seleccionó un tanque rectangular con las siguientes especificaciones.

Tabla 12. Resultados de los parámetros de diseño del tanque de lodos estabilizados.


Volumen de diseño 10 m3

Volumen de cama de lodos 8,76 m3

Altura del tanque de lodos 2,5 m

Área del tanque de lodos 4 m2

Longitud y ancho del tanque 2 m

Tuberías de agua y cálculo de pérdidas

En la Tabla 13 se recopila información necesaria para el cálculo de pérdidas en tuberías de acero inoxidable, material seleccionado para la construcción. La densidad y viscosidad son datos bibliográficos.

Tabla 13. Datos del agua residual y resultados de los parámetros para cálculo de pérdidas en tuberías. Datos del agua residual


Densidad 1030 kg/m3

Viscosidad 0,001081 kg/m·s

Temperatura 17 ºC

Velocidad media 0,2 m/s

Caudal de la industria 7,52·10-4

Aceleración de la gravedad 9,8 m/s

2

14

El resumen de los cálculos de pérdidas se muestra a continuación, por secciones de la PTAR.

Tabla 14. Resumen de cálculo de pérdidas en las tuberías de agua y otros parámetros. Desde fábrica al filtro


Longitud de tubería 10 m

h1 0 m

h2 1,7 m

v1= v2 0,482 m/s

hf 0,035 m

hs 0,0047 m

Wb 0,21 HP

Desde el filtro al tanque de almacenamiento


Longitud de tubería 2,50 m

h1 0 m

h2 0 m

v1= v2 0,482 m/s

hf 0,0087 m

hs 0,0047 m

Wb 0,24 HP

Desde el tanque al distribuidor



h1 0 m

h2 6,60 m

v1= v2 0,15 m/s

hf 0,00495 m

hs 0,00241 m

Wb 0,016 HP

En los tubos de distribución Ver Tabla 5.

El agua tratada a ser descargada del rebosadero del tanque, será evacuada al sistema de alcantarillado, mediante un canal construido con acero inoxidable de 20 cm de ancho por 20 cm de alto, y 10 m de largo, esto con el fin de mantener constante la velocidad superficial del reactor.

Las bombas a ser usadas para el sistema de tuberías, serán bombas centrífugas de 0,25 HP. Las características de las bombas se encuentran detalladas en el anexo A.

Triturador

Este será un paso previo a la deshidratación de los sólidos provenientes del tamiz. Se seleccionó el triturador LSM400D de Zhengzhou Lead Equipment Co., Ltd., con dimensiones de 1,3 m de ancho, 1,1 m de alto y 1,6 m de largo. Una capacidad de 400 litros por cada 3 minutos y una energía de 7,5 kW.

Imagen 8. Triturador LSM400D. (Zhengzhou Lead Equipment Co., Ltd)

15

Tuberías de lodos y cálculo de pérdidas

Tabla 15. Resumen de cálculo de pérdidas en las tuberías de lodos y otros parámetros. Desde el reactor al tanque de almacenamiento en

línea recta (2)



h1 0,3 m

h2 -1 m

v1 0 m/s

v2 1,159 m/s

hf 1,17·10-5

m

hs 0,14 m

Wb 0,0073 HP

Desde el reactor al tanque de almacenamiento en línea lateral (1)



h1 0 m

h2 2,5 m

v1 0,5 m/s

v2 1,159 m/s

hf 1,129·10-5

m

hs 0,0788 m

Wb 0,0024 HP

Desde el tanque de almacenamiento al deshidratador


Longitud de tubería 2 m

h1 0 m

h2 0 m

v1 1,159 m/s

v2 1,159 m/s

hf 150,83 M

hs 0,027 M

Wb 1,19 HP

La altura en el tanque h1 de almacenamiento se calculó en base al volumen de la cama de lodos supuesta en el reactor y al área del tanque de almacenamiento.

Las bombas a ser utilizadas en esta sección son bombas de desplazamiento positivo, detalladas en el anexo A.

Deshidratador de banda de presión

Se seleccionó el modelo OSC de la empresa TEFSA, ya que es diseñado para plantas pequeñas y además cuenta con control automático lo que asegura su funcionamiento automático. Además permite deshidratar entre 2 a 15 m

3/h de lodos y se puede obtener lodos hasta con 25% menos de

agua en relación al porcentaje inicial. Se seleccionó el ancho de 1,5 metros.

Imagen 9. Filtro o deshidratador de banda de prensión OSC (TEFSA).

16

Sistema de recolección y disposición de Biogás

El sistema de recolección del biogás producido incluye las tuberías de distribución, un medidor depresión, drenajes de condensado, trampa de agua y un quemador de gas. El gas es removido utilizando el vacío

generado por una bomba de difusión (diseño Edwards Diffstak 100) en la tubería principal de

recolección. Se utiliza tuberías de PVC para el transporte del gas de un diámetro de 1,80 cm, que recorre una distancia de 30 metros hasta el quemador.

Debido a la humedad del gas y a la posibilidad de condensación se coloca una serie de trampas de agua automáticas (marca INEHA) en el punto más bajo de la tubería.

Para la disposición del biogás se utiliza un quemador (diseño Biogemex) que cuenta con control de oxígeno y sistema de dispersión de la flama, construido de acero inoxidable

4. PRESUPUESTO

Tabla 16. Presupuesto estimado para la construcción de la planta.

Equipos

Especificación Cantidad Valor unitario valor total

Tamiz estático 1 13860 13860

Triturador 1 4100 4100

Homogenizador 1 44380 44380

Agitador 1 5300 5300

Reactor UASB 1 27690 27690

Deshidratador 1 6762 6762

Sistema de disposición de biogás

1 17500 17500

Costo total $ 119592

Tuberías, bombas y accesorios

Especificación Cantidad Valor unitario

Valor total

Bomba desplazamiento positivo

3 1496 4488

Bombas centrífugas 3 1014,3 3042,9

Tubería 3'' 12,5 3,5 43,75

Tubería 3 1/8'' 11,6 3,87 44,892

Tubería 3 1/4'' 9,5 4 38

Tubería 1 1/8'' 2 2,83 5,66

Válvula de compuerta 14 11,7 163,8

Codos 90° radio normal 5 0,89 4,45

PLC 1 1500 1500

sensor de temperatura 1 100 100

Costo total $ 9431,452

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5. PLANOS

Imagen 10. Plano a escala de la planta de tratamiento de aguas residuales

Imagen 11. Diagrama de tuberías

18

Imagen 12. Plano eléctrico

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6 CONCLUSIONES

Una buena y completa caracterización del agua residual a tratar ayudará al diseñador a establecer que actividades son necesarias implementar en el proceso de tratamiento de aguas residuales, desde la mejora de la calidad del efluente hasta el tratamiento y disposición de los lodos generados. Además, a partir de esto y de los requerimientos, ya sea de estándares o leyes nacionales e internacionales, se dimensiona la PTAR para lograr cumplir con los mismos y evitar problemas de funcionamiento.

Los datos y valores bibliográficos hallados y que describen procesos de tratamiento de aguas residuales son en su mayoría, si no todos, experimentales, es decir que se obtuvieron mediante modelaciones, mediciones y cálculos bajo condiciones ambientales, de diseño y de operación específicas. Por ello, estos datos no necesariamente se ajustan a la realidad del proyecto que se está diseñando y aunque pueden dar una aproximación nunca serán reales, solo sirven para tener una idea de cómo podría trabajar el proceso de tratamiento.

Si hay disponibilidad de recursos económicos, tecnológicos y demás, es mejor realizar trabajo experimental bajo las condiciones en las que se desea construir la planta, es decir, condiciones ambientales, del agua a tratar, condiciones geográficas, de este modo la simulación será más cercana a la realidad del proyecto y dará una mejor idea del dimensionamiento de la PTAR.

No todos los parámetros y datos que se usan en el diseño de una PTAR son bibliográficos o producto del cálculo, algunos de ellos se obtienen a través del buen criterio de quien diseña la planta. Para ello se debe tener un buen conocimiento de lo que se planea diseñar. Además, es también por esta razón que un proyecto puede diferir mucho de otros, siendo cada diseño único.

Durante el diseño de un reactor UASB o en general de una planta de tratamiento de aguas residuales de cualquier tipo es importante considerar la disponibilidad y existencia de los materiales, ya sean tuberías, bombas, válvulas, entre otros. Esto es primordial ya que puede ser que el diámetro que hayamos establecido para una tubería o la potencia que necesitemos en una bomba sea distinta a lo que hay en el mercado, entonces el proyecto tendrá que adaptarse a lo disponible.

Muchos materiales que ofrecen dar buenas características a la construcción de una planta o un reactor pueden resultar costosos, por ello se debe analizar alternativas que puedan economizar el proyecto y que no afecten demasiado la calidad del proceso para el que fue diseñado. Actualmente, se puede encontrar una gran variedad de alternativas que pueden dar óptimos resultados sin pagar más.

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ANEXO A

Características de bombas centrífugas

Características de bombas de deesplazamiento positivo

Pérdidas de carga por accesorios

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7. REFERENCIAS

1. Caicedo, F. (2006). Diseño, Construcción y Arranque de un Reactor UASB Piloto para el Tratamiento de Lixiviados. Universidad Nacional de Colombia. Disponible en: http://www.bdigital.unal.edu.co/1915/1/franciscojaviercaicedomessa.2006.pdf

2. De Lemos, C. (2007). Biological Wastewater Treatment. Anaerobic Reactors. IWA Publishing. Vol. 4.

3. Fang, H. (2010). Environmental Anaerobic Technology. Applications and New Developments. Imperial College Press.

4. Flygt, ITT Industries. (2003). Agitadores lentos. Disponible en: http://www.xylemwatersolutions.com/scs/mexico/es-mx/Marcas/flygt/Documents/Agitadores%20lentos.pdf

5. Matrone C. (1999) Control de Efluentes Industriales- Manual para inspectores. Programa de

Desarrollo Institucional Ambiental. Secretaría de Recursos Naturales y Desarrollo Sustentable.

Argentina.

6. Miller M. (2013) Up Flow- Anaerobic Sludge Blanket Reactor (UASB). IWA WATER Wiki. Information Resource and Hub for the Global Water Community.

7. Norma de Calidad Ambiental y de Descarga de Efluentes: Recurso Agua. Libro VI ANEXO1

Texto Unificado de Legislación Secundaria. Presidencia de la República del Ecuador.

8. Ohnishi M. (2002) Confectionary- he Best Treatment of Food Processing Wastewater Handbook. (Science Forum)

9. Perry, R., Green, D. (1999). Perry`s Chemical Engineers’ Handbook. Mc. Graw-Hill Companies, Inc.

10. Presidencia de la República del Ecuador. (2003). Norma de calidad ambiental y de descarga de efluentes: Recurso agua. (Libro VI, Anexo I). Texto Unificado de Legislación Ambiental Secundaria.

11. Reglamento de Buenas Prácticas para alimentos Procesados. Registro Oficial 696. 04-nov-2002.

Presidencia de la República del Ecuador.

12. Saracho, M., Romero, K., Flores, M., Rodriguez, C. (2011). Coeficiente cinético para diseño de unidades de tratamiento biológico de efluentes cloacales. Avances en Energías Renovables y Medio Ambiente. 15. 71-78. Disponible en: http://www.asades.org.ar/modulos/averma/trabajos/2011/2011-t001-a009.pdf

13. Sigge G. Britz T. (2007) UASB treatment of highly alkaline fruit.cannery lye-peeling wastewater. Department of Food Science, Stellenbosch University. South Africa.

14. Standard Methods for the Examination of Water and Waswater. (1998) D5220. Chemical Oxygen Demand (COD #1). Disponible en: www.kpatco.com

15. TECNOSAN. Tamiz estático autolimpiante. Disponible en: http://www.tecnosan.com.br/esp/prod1.php#topo

16. TEFSA. Filtros de banda de presión. Catálogo. Disponible en: http://www.gruptefsa.com/sp/pdf/FILTRO%20BANDA%20PRESION.pdf

17. Trnovec W., Britz T., (1998) Influence of organic loading rate and hydraulic retention time on the efficiency of a UASB bioreactor treating a canning factory effluente. Department of Food Science, University of Stellenbosch, Sudáfrica.

18. Van Haandel, A., van der Lubbe, J. (2012). Handbook of Biological Wastewater Treatment. Design and Optimization of Activated Sludge Systems. Second edition. IWA Publishing. pp. 532-533.

19. Von Sperling, M., de Lemos, C. (2005). Biological Wastewater Treatment in Warm Climate Regions. IWA Publishing. Vol. 1.

20. Zhengzhou Lead Equipment Co., Ltd. LSM400D pulper. Disponible en: http://spanish.alibaba.com/product-gs/lsm400d-pulper-561465115.html

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