Tesis UIS Clarificadore

DIAGNÓSTICO Y MEJORAMIENTO HIDRÁULICO DE LOS CLARIFICADORES DE LAS PLANTAS DE AGUAS U850 Y U800

CHENG-YI LININGENIERIA QUÍMICA – UIS

INFORME FINAL DE LA PRÁCTICA INDUSTRIAL

EMPRESA COLOMBIANA DE PETRÓLEOSGERENCIA COMPLEJO BARRANCABERMEJAGERENCIA DE SERVICIOS INDUSTRIALES

BARRANCABERMEJA, II SEMESTRE DE 1998

EMPRESA COLOMBIANAEMPRESA COLOMBIANADE PETROLEOSDE PETROLEOS

AGRADECIMIENTOS

Mis agradecimientos a la empresa ECOPETROL por la oportunidad brindada de las experiencias vividas durante los seis meses de la práctica industrial.

También agradezco a todas aquellas personas que de una u otra forma colaboraron en la elaboración de éste trabajo; a los operadores y supervisores de plantas de aguas y en especial a los ingenieros Edisson Campos, Javier Rodríguez y Guillermo Padierna.

TABLA DE CONTENIDO

Introducción ........................................................................................................... i

Objetivos ............................................................................................................... ii

I. Análisis de la Influencia de los agentes químicos en el proceso de la Clarificación ...................................................................................................... 1

II. Hidráulica de los Clarificadores ....................................................................... 7

II.1 Hidráulica de la Distribución de las Aguas en los Clarificadores de las Planta de Aguas U-850 y U-800 .................................................................... 7

II.2 Proceso de la Sedimentación ...................................................................... 17

III. Eficiencia de Utilización de Planta de Aguas U800 / 830 / 850 .................... 34

IV. Recomendaciones ........................................................................................ 37

V. Bibliografía ..................................................................................................... 39

Anexo 1. Cálculo de Gradientes de Velocidades ............................................... 41

Anexo 2. Cálculo de Gradientes de Velocidades (Complemento) ..................... 54

Anexo 3. Determinación de la Curva °Bé vs. %Peso ......................................... 57

Anexo 4. Aforo de los Vertederos ...................................................................... 58

Anexo 5. Calibración del Streaming Current Detector ....................................... 63

Anexo 6. Parámetros de las Pruebas de Jarras ................................................ 67

Anexo 7. Procedimientos Operacionales en el manejo de un Clarificador ........ 69

OBJETIVOS

Análisis de la influencia de los agentes químicos en el proceso de la clarificación.

Evaluación de la configuración hidráulica de los clarificadores.

Determinar diferencias entre los CL-800 y CL-850. Comparar sus eficiencias.

Revisión de la eficiencia de utilización de las distintas aguas de proceso.

Elaboración de procedimientos operacionales y hacer las recomendaciones pertinentes.

i

INTRODUCCIÓN

Las Plantas de Tratamiento de Aguas de la Refinería de la GCB se han sometidos durante los últimos años a un proceso continuo de mejoramiento y optimización de los equipos, como respuesta a la exigencia dado por la gerencia del Complejo con el fin de reducir los costos operacionales, aumentando de esta forma la competitividad a nivel internacional.

La planta de aguas de la refinería suministra agua industrial a las distintas dependencias y plantas de la refinería, así como la producción de agua desmineralizada y suavizada para las diversas calderas que requieran de su uso; así mismo se produce agua potable para el consumo humano dentro de la Refinería y los barrios cercanos a la empresa.

Dentro de todos los equipos que integran la planta de aguas, el sistema de los clarificadores es tal vez el corazón y el centro principal de la planta, ya que de su efectiva producción de aguas depende el óptimo tratamiento de las mismas en los equipos posteriores, afectando de esta forma la calidad del agua producido y distribuido hacia los distintos clientes, cada uno con una exigencia determinada.

De esta forma, la Gerencia de Servicios Industriales ha programado una revisión minuciosa de la forma operacional de las plantas de aguas, buscando así la manera de controlar de forma mucho más eficiente el proceso del tratamiento de las aguas.

En cuanto al sistema de los Clarificadores, el objetivo fundamental es conjugar el óptimo uso de los agentes químicos usado en el proceso, con la profundización en el conocimiento de la parte hidráulica, y cuyos resultados finales van a permitir realizar un análisis comparativo de los clarificadores existentes en la Refinería, y si es del caso modificar las condiciones operacionales conducentes a mejorar su desempeño.

ii

ESTUDIO DE LOS CLARIFICADORES – PLANTAS DE AGUAS GCB

I. ANÁLISIS DE LA INFLUENCIA DE LOS AGENTES QUÍMICOS EN EL PROCESO DE LA CLARIFICACIÓN

Debido a las condiciones tan variables de las aguas del río Magdalena, que en este caso es el punto de captación de las aguas afluentes de las plantas de aguas de la refinería, se hace necesario realizar pruebas experimentales que permitan conocer las características de éstas aguas, conociendo a la vez la química de su reacción.

Para tal fin, se realizan las llamadas pruebas de jarras modificadas, en donde se simulan las condiciones fisico-químicas de un clarificador. A pesar de su sencillez, éstas pruebas dan resultados bastantes aproximados al comportamiento real dentro de un clarificador, siendo ésta forma la única evaluación fiable de las condiciones de trabajo de un clarificador ante la imposibilidad de hallar un modelo matemático que describa y prediga su variabilidad con precisión. A continuación se enumeran las principales pruebas que se pueden llevar a cabo:

Clase de Coagulación existente:

Aunque las teorías que describen la química de reacción del proceso de coagulación datan desde principio del siglo, todavía no están terminados las mismas debido a la complejidad de su cinética de reacción, así como las diferentes interacciones que suceden entre las aguas y los coagulantes – floculantes en un periodo de tiempo muy corto. Sin embargo, en lo que casi todos están de acuerdo es de la existencia de dos tipos de coagulación básicamente:Coagulación por Adsorción-NeutralizaciónEste tipo de coagulación sucede cuando el catión trivalente Al+3 del alumbre agregado reacciona con la alcalinidad y las bases de las aguas, desestabilizando la dispersión de cargas negativas que coexisten en las aguas; ésta fuerza de repulsión, responsable de mantener a los coloides en suspensión, se van debilitando con la adición del alumbre hasta neutralizar las cargas, uniendo los aniones con los cationes por la fuerza de Van der Waals.Coagulación por BarridoLa Hidrólisis es la principal reacción que sucede cuando se adiciona el alumbre a las aguas turbias, esto es la reacción con el agua para formar hidróxidos de Aluminio. Cuando se excede del límite de solubilidad de los hidróxidos en las aguas, éstos comienzan a sedimentarse y en últimas es el responsable directo de la formación de los lodos. Esto en sí no es una coagulación verdadera, sino que es el arrastre de las partículas conglomerados debido al exceso de hidróxidos metálicos existentes.

1


A continuación se enumeran las principales diferencias entre las dos clases de coagulación:

Adsorción-Neutralización Por Barrido Tiempo de reacción muy cortos: tiempo de reacción más largos:

de 1 a 7 segundos. entre 0.5 y 3 minutos. Intensidades de mezclas altas Intensidades de mezclas mo-

(entre 1000 y 3000 s-1). deradas. (entre 100 y 400 s-1). Coagulación inestable Coagulación más estable (rango de dosificación óptima pequeña). (rango de dosificación más amplio). No hay casi precipitación Hay producción de hidróxidos

(poca producción de lodos). (con formación de lodos). Se lleva a cabo a pH más bajos se realiza a pH más altos

(entre 5.0 y 7.0). (entre 6.0 y 9.0).1 experimentos hechos por Amirtharajah y Trussler.

Para determinar lo anterior podemos realizar las Pruebas de Segregación y las pruebas de curva de dosificación óptima:

a. Pruebas de Segregación:Segregación es sinónima de mezcla poca homogénea. En una coagulación de tipo neutralización, la energía que debe imprimir al fluido para poder coagularse es fundamental y su valor es bastante elevado, mientras que en una coagulación por barrido el grado de agitación no es tan importante. Esta prueba consiste en disponer de las 4 jarras o beakers; llenándolas una a 500 ml de agua cruda, y otras a 1000 ml, 1500 ml y 2000 ml. Después de 1 minuto de agitación rápida (mirar tiempo y rpm en Anexo 6) aforar a 2 litros las primeras tres jarras. Realizar el proceso de floculación y sedimentación según indicación en Anexo 6.

Figura I.1 Segregación de la mezcla Figura I.2 Segregación de la mezcla

2


Si la coagulación llevada a cabo fuese de adsorción-neutralización, habría una relación inversamente proporcional entre turbiedad residual y ml de aguas no segregados. Como no hay una relación proporcional en las gráficas, se puede concluir que aunque la agitación rápida es importante, no es algo fundamental; luego habría una coagulación por Barrido.

b. Curva de dosificación óptima:Esta prueba consiste básicamente en agregar alumbre a las aguas crudas, a dosis progresivamente mayores hasta terminar una curva completa. Hay que tener en cuenta que para poder realizar ésta prueba se requiere de una cantidad suficiente de agua con la misma turbiedad inicial.

Figura I.3 curva de dosificación óptimo del alumbre

Como puede observar en la gráfica obtenida, la coagulación por neutralización sucede en un rango de dosificación muy estrecha, mientras que el de barrido sucede en un rango más amplio, obteniendo además mejores resultados.

Ahorros por Dosificación:El rango de 20 ppm de alumbre que se puede minimizar de acuerdo a ésta curva característica lo podemos convertir en el siguiente ahorro:

Para una afluencia promedia de 10.000 GPM (tanto de las plantas U-800 como de la U-850) de aguas crudas1:

Ahorro diario = $ 261.619

Ahorro anual = $ 95.491.008

1 teniendo en cuenta que el saco de 25 Kg de alumbre tiene un costo de $ 6.000.

3

neutralización

por barrido

20 ppm


Concentración del alumbre preparado:

En esta prueba se trata de mirar la influencia de la concentración del alumbre en la turbiedad final obtenida, inyectando en las jarras alumbre a diferentes concentraciones, pero con la misma dosificación final (ésta dosificación debe ser la óptima, o sea teniendo establecido ya las curvas respectivas a diferentes turbiedades del río):

Gráfica I. 4 Influencia de la concentración del alumbre en la turbiedad final

Como se puede ver, el alumbre del 1 % dio el mejor resultado. El problema radica en que a esa concentración, el alumbre usado tiene un pH de 3.88, muy cercano a 4, que es el límite por encima del cual el alumbre comienza a hidrolizarse, perdiendo así su capacidad de coagulación antes de entrar en contacto con las aguas crudas. Además a esa concentración tan baja, se forzaría a las bombas dosificadoras a trabajar a un tiraje demasiado alto cuando la dosificación es más alta. El rango ideal de trabajo está entre 5 y 10 %, no subiendo mucho más del 10% debido a que las turbiedades residuales serían más altas, teniendo que suministrar mayor cantidad de alumbre para poder obtener el mismo resultado final.

Determinación de Gradientes de Velocidades (G):

Esta prueba tiene por objeto conocer la intensidad que debe dársele a la mezcla durante el proceso de floculación, con le fin de optimizar la remoción de partículas durante el proceso de la sedimentación.

4


El gradiente de velocidad, que es uno de los parámetros más importantes en el análisis cualitativo que se debe realizar en un clarificador, y determina la intensidad con la cual se debe realizar la mezcla de los agentes químicos con el agua a tratar. La prueba permitirá obtener el gradiente de velocidad apropiado para eliminar la turbiedad hasta el nivel requerido.Para poder realizar ésta prueba, se debe primero determinar la dosificación adecuada del ayudante de Floculación (Nalco ASP-20), agente éste que se agrega para acelerar el proceso de clarificación. La prueba comienza entonces con una prueba de jarra tradicional, incluyendo la agregación del ayudante 40 segundos después de la adición del coagulante, constatando de que su dosis sea la óptima respecto a la turbiedad inicial del agua cruda. Después se procede a flocular, anotando el respectivo rpm utilizado, cuyo valor tiene una correspondencia con el gradiente de velocidad (s-1). La prueba se lleva a cabo teniendo en cuenta la siguiente tabla:

Tiempo (min)

Acción a tomar(Floculación a ------ rpm)

Turbiedad (NTU)

0 Comienza a Flocular al Gradiente seleccionado

5 Se levanta el agitador de la celda No. 110 Se levanta el agitador de la celda No.215 Se toma la muestra de la celda No. 115 Se levanta el agitador de la celda No. 320 Se toma la muestra de la celda No. 220 Se levanta el agitador de la celda No. 425 Se toma la muestra de la celda No. 330 Se toma la muestra de la celda No. 4

La prueba se repite para varias velocidades de agitación o rpm. Con éstos datos se pueden graficar Turbiedad Residual vs. Tiempo de Floculación, cada línea trazada indicará el rpm a la cual se hizo la prueba. De lo anterior se obtienen la siguiente gráfica:

5

Gráfica I. 5 Influencia de los diferentes gradientes de velocidades en la turbiedad final


Se puede observar que en el rango entre 25 y 75 s-1 se obtiene una turbiedad residual aceptable para el proceso (menores de 3.5 ppm). Los gradientes de velocidades menores de 25 s-1 no trabajan bien ya que la energía impuesta al fluido es demasiado baja lo cual no permite un suficiente contacto entre las partículas a flocularse imposibilitando de esta forma su conglomeración. Por otra parte, si el gradiente usado fuese mayor que 75 s-1, ocurriría que la energía impartida al fluido es tan grande, que los flocs ya formados se rompan debido a las fuerzas de cizallamiento hidrodinámico; de manera que las nubes de flocs rotas comienzan a subir a la superficie de los clarificadores en forma de nubes, afectando de manera directa en la calidad final del agua industrial.

Velocidad de Sedimentación Crítica (Vsc):

Esta prueba permitirá obtener la velocidad de sedimentación necesaria para lograr el porcentaje de remoción de turbiedad requerida o viceversa.La prueba consiste en llenar una jarra con el agua a tratar sabiendo su turbiedad inicial y la dosis adecuada teniendo la curva de dosificación óptima hallado anteriormente. Se realiza la prueba de jarra convencional sugerido. Se grafica Turbiedad remanente (turbiedad final / turbiedad inicial) vs. velocidad de Sedimentación. La velocidad de sedimentación se obtiene dividiendo la altura medida desde la línea de marcación de dos litros hasta el punto de toma-muestra, sobre el tiempo de sedimentación.

Gráfica I. 6 Velocidad de Sedimentación Crítica experimental

La curva anterior permite determinar la Velocidad de sedimentación que habría sabiendo el nivel de turbiedad requerido en el proceso de clarificación.

6


II. HIDRÁULICA DE LOS CLARIFICADORES

II. 1. HIDRÁULICA DE LA DISTRIBUCIÓN DE LAS AGUAS EN LOS CLARIFICADORES DE LAS PLANTAS U-800 Y U-850

La distribución uniforme de las aguas en el sedimentador es uno de los aspectos más complejos de resolver desde el punto de vista hidráulico. En el sedimentador tipo Superpulsator el diseño es aún más importante debido a la presencia de las placas inclinadas, cuyo espacio existente entre las placas se comporta como un sedimentador independiente. De no lograrse un diseño satisfactorio, puede ocasionar la presencia de zonas muertas en donde no hay paso de flujo considerable, y en donde por la baja presión de salida de las aguas puede acarrear obstrucción y taponamiento con lodos en los orificios. Por otra parte, el exceso de flujo de salida a través de los orificios debido a la no-uniformidad de la distribución puede romper y arrastrar los flocs ya formados hacia la superficie de recolección de aguas clarificadas.

Existen varios métodos para verificar el buen funcionamiento hidráulico de las estructuras de los clarificadores, tales como pruebas de trazas con sustancias luminiscentes, pruebas de flotación o inspección visual. Sin embargo, éstas pruebas experimentales no son ninguna garantía que reflejen fielmente el comportamiento hidráulico de las aguas, debido a las inexactitudes que pueden presentarse en el momento de hacerse la prueba. Muchos estudios se han realizado en el pasado para tratar de encontrar un modelo matemático que reflejase el comportamiento de las estructuras hidráulicas de los clarificadores.

Recientemente el señor Herbert Hudson Jr1. publicó el resultado de una serie de recopilación de los comportamientos de varias plantas pilotos en los E.E.U.U. y Alemania. Con éstos datos pudo encontrar una correlación que, conjugados con las pérdidas de cargas, y mediante el uso de iteraciones matemáticas sucesivas, permite tener un conocimiento muy profundo de la distribución de las aguas a través de un canal o de un tubo.

_______________________1 Herbert Hudson Jr. es el autor del libro “ Water Clarification Processes Practical Design and Evaluation “. 1981.

Condiciones Experimentales:

7


Los experimentos realizados se basaron en canales con laterales de salidas o de orificios circulares, de iguales dimensiones y orientados en 90° respecto al canal o tubo. Las pérdidas de energía por fricción en los laterales fueron despreciados. El flujo utilizado fue el agua.

Figura II.1.1 Canal distribuidor con salidas laterales

donde:Qm = flujo en la sección m ( m3/seg )Vm = velocidad del canal en la sección m ( m/seg )Am = área transversal de la sección m ( m2 )

Qm+1 = flujo en la sección m+1 ( m3/seg )Vm+1 = velocidad del canal en la sección m+1 ( m/seg )Am+1 = área transversal de la sección m+1 ( m2 )

El agua entra por el canal y distribuye su caudal hacia los tubos u orificios laterales. Aunque en la figura II.1.1 apreciamos un canal de forma circular, éste puede no serlo como lo es en el caso del canal distribuidor de los Clarificadores Superpulsators que operan en las plantas de aguas de la refinería.

- Aproximaciones Analíticas:

8

Flujo

Laterales (u orificios)

Condiciones de entrada

Condiciones de salida

Lateral i

Qm, Vm, Am Qm+1, Vm+1, Am+1

QLm, VLm, ALm

SecciónA

Punto B


Las pérdidas de carga de un fluido dinámico se deben principalmente a: primarias, por pérdidas por fricción a través del ducto por donde van; y secundarias, a través de los accesorios como válvulas, contracciones o expansiones, codos y otros. Debido a éstas pérdidas un fluido va perdiendo su contenido energético a medida que va en movimiento.

Cuando se están tratando con problemas de fluidos, involucrar los conceptos de líneas de energía y líneas de grado hidráulico resultan muy convenientes.De la conocida ecuación del balance energético de Bernoulli:

El término z + P/ se refiere a la carga estática o carga piezométrica porque representa el nivel al cual un líquido puede elevarse en una columna piezométrica. La Línea de Grado Hidráulica (HGL) es la que une todos los puntos del tope de dicha elevación, en cada punto del ducto por donde va el fluido. Y la Línea de Energía Total (EL) es la que representa el contenido energético del fluido puntualmente. La EL sería una línea horizontal si el flujo fuera ideal y no hubiese pérdida de ninguna clase. En la vida real, la EL va decreciendo a medida que va avanzando. Lo anterior representado en el esquema del canal con salidas laterales sería así:

La Pérdida total de energía desde el punto A hasta el punto B es la suma de:- Pérdida por fricción en el canal principal.

9

Hf´

h

g

V m

2

12

g

Vm2

2

g

VLm2

2

Lateral

Línea de Energía

Línea de Grado Hidráulica

Línea deEnergía (ideal)

Gráfica II. 1. 2 nivel piezométrico desde el canal (A) hasta el tubo distribuidor (B)


- Pérdida por fricción en los laterales.- Pérdida por entrada lateral, lo cual produce una caída inmediata de carga por

contracción, menos cualquier carga de velocidad que se recupera debido a la aceleración del flujo contraído en los laterales.

- Pérdida por salida lateral.

Lo anterior lo podemos traducir en la siguiente expresión:

La velocidad media (VL) en el lateral se determina dividiendo el flujo por el área de la sección transversal del lateral, suponiendo que el fluido es incompresible (agua). Generalmente las pérdidas por lateral se expresa como:

En donde es una constante y es el coeficiente de pérdida de energía, que a la vez es una función de la presión estática del fluido y de la forma del orificio o del tubo. Sin embargo, la situación es bien distinta para cuando se está distribuyendo el caudal en sus laterales. Lo más importante es la existencia de una velocidad longitudinal y normal respecto a la línea del centro del orificio, el cual no existe para el caso de una entrada o salida de un tanque. Como resultado, el coeficiente de pérdida por entrada no es una constante, sino una función de la relación entre la velocidad en el canal y la velocidad en los laterales:

Recolección de Datos:Los datos usados para hacer el análisis resumen así:3 Plantas Pilotos usando canal distribuidor con laterales largos:- USBR, Colorado.- Laboratorio de Hidráulica de la Universidad de Stanford.- Instituto de Investigación de Hidráulica de Iowa.

3 plantas pilotos usando canal distribuidor con salidas en forma de orificios:

10

g

Vhf L

2´

2

Pérdida total (A – B) =

Pérdida por entrada lateral

Pérdida por salida lateral


- US COE, St Paul.- Laboratorio de Hidráulica de la Universidad de Illinois.- Instituto de Hidráulica de Munich (Alemania).

Correlaciones:Los datos tomados en las plantas pilotos de los institutos mencionados tuvieron en cuenta en aislar y calcular cuidadosamente cada pérdida por separado; así mismo pudieron evaluar el efecto y la influencia de la geometría de la relación entre el área del canal y el área de los laterales.A partir de lo anterior se pudo establecer una correlación entre el coeficiente de pérdida y el cuadrado de la relación (VCANAL / VLATERAL), como se puede observar en la gráfica II.1.3:

Gráfica II.1. 3 Coeficiente de Pérdida por salidas laterales.

Ahora la correlación toma la siguiente forma:

11


donde: = pendiente de la línea = es el intercepto con el eje y

Ahora, dependiendo de los laterales que existan, éstos valores varían entre sí:Lateral Largo

Cortos u Orificio0.40.7

0.901.67

Como era de esperarse, se puede observar que el canal con laterales largos tiene los coeficientes de pérdidas más bajos, debido a la recuperación parcial de la carga de velocidad en sus laterales.La correlación encontrada nos simplifica el trabajo para encontrar la distribución de las aguas a través de canales u orificios, sin tener que recurrir a ningún método experimental, obeteniéndose de esta forma resultados altamente confiables.

Aplicaciones:Los conceptos que se van a desarrollar pueden ser usados para la solución de problemas de distribución de las aguas a través de un ducto. Una serie de iteraciones matemáticas ayudará a predecir la distribución de fluidos para un sistema canal – laterales. Los resultados obtenidos pueden utilizarse para la predicción y evaluación del comportamiento hidráulico del sistema y, de ser necesarios, llevar a cabos las mejoras necesarias en su diseño.

La suposición más importante a tener en cuenta, es que para obtener una distribución uniforme, las pérdidas de carga o de energía es la misma en todos los orificios o tubos laterales. Para efecto de simplificación de cálculo, se incluye en un solo término todas las pérdidas desde el punto A hasta el punto B (Figura II. 1):

Como las pérdidas son iguales en todos los laterales, para el lateral i las pérdidas serían:

o sea que:

12

0.12

L

m

V

V

Coeficiente de Pérdida por Entrada

Coeficiente de Pérdida por Salida

= constante

= = ..... =


Igualando los términos en la ecuación anterior, la velocidad lateral VL en un lateral puede expresarse en término de cualquier otro:

El flujo total será entonces:

donde:QT = caudal a través del canal principalALi = área del lateral u orificio i

Si todos los laterales tienen el mismo área, entonces:

ó:

en donde n es el número de laterales.EL cálculo comienza suponiendo que todos los laterales tengan el mismo caudal.Se tabulan los datos de la siguiente forma:

Primera Iteración

Lateral No. QLi VLi Qmi Vmi

1 2 3 . . .

Total

13

i


Teniendo el valor de la sumatoria de (1 / i) podemos recalcular la velocidad media en el lateral 1, VL1. Las iteraciones matemáticas se continuarán realizando hasta que estime que el nuevo valor calculado de VL1 es lo suficientemente próximo al valor obtenido en la serie anterior.

CÁLCULO DE LA DISTRIBUCIÓN DE LAS AGUAS EN LOS CLARIFICADORES

DE LAS PLANTAS DE AGUAS U-800 Y U-850

En el capítulo anterior se esbozó la forma de calcular la distribución. En el presente capítulo se detallan los cálculos realizados en los clarificadores mencionados:

Para comenzar, se hicieron los cálculos con base en dos caudales; 2000 GPM y 2500 GPM. Se escogieron éstos valores debido a que 2000 GPM es el caudal de manejo normal de un clarificador, y el de 2500 está en el límite de la capacidad de diseño del mismo.

Debido a lo tedioso que resulta tener que iterar varias veces antes de encontrar la respuesta deseada, es aconsejable utilizar un programa computacional que permita llegar al resultado con rapidez y exactitud. Para tal fin, se elaboró un programa en Visual Basic que facilite los cálculos necesarios. Se adiciona al informe un diskette que contiene el programa desarrollado para realizar los cálculos.

II. 2.1. Distribución de las aguas a través del Canal:

El principio de diseño de la distribución de las aguas en los clarificadores tipo Superpulsator radica en la disposición geométrica de su canal distribuidor, el cual es un canal de forma trapezoidal, cuyo área de la sección transversal va disminuyendo pregresivamente a fin de mantener las pérdidas por cargas con el aumento de la energía cinética.En el Anexo se puede observar las dimensiones detalladas de los clarificadores de las plantas de aguas U850 y U800.

El caudal que entra al canal distribuidor depende del flujo de entrada y de los tiempos de llenado y de vaciado en la campana de vacío. Para mantener el estado estable, el volumen de descarga es igual a:

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El 0.95 es un factor de seguridad, en donde el 5% del volumen se considera que son de lodos, los cuales permanecen en el fondo de la campana y no deben ser succionado por los ventiladores de vacío para evitar daños mecánicos.

A continuación se muestran los resultados obtenidos a 2000 y 2500 GPM:

2000 GPM 2500 GPMU-850 U-800 U-850 U-800

Tiempo llenado (seg) 25 7 30 8Tiempo vaciado (seg) 25 7 30 8Volumen de descarga (m3 ) 0.428 0.428 0.562 0.562Caudal del primer tubo dist. (m3 / seg) 0.022 0.018 0.029 0.023Caudal del último tubo dist. (m3 / seg) 0.031 0.025 0.041 0.033Diferencia entre primer y último tubo (%) 28.99 28.34 28.99 28.32

Tabla II.1.a distribución de flujo a través de los tubos laterales

La distribución de las aguas en los canales de las dos plantas es muy parecida, aunque en la U-800 es ligeramente más uniformes.

La diferencia existente de 28 % entre el primer y el último tubo distribuidor se puede mejorar modificando el diseño del canal (angostando o estrechando más el área de la última sección). Sin embargo, al disminuir las diferencias de distribución, disminuyen también las pérdidas por cargas del fluido, lo que se traduce en que el gradiente de velocidades de mezclas rápidas serán más bajas, desfavoreciendo de éste modo el proceso de coagulación (el cálculo de gradientes de velocidades se detallan en el siguiente capítulo).

Luego en conclusión se puede afirmar que el diseño está adecuado para entregar por un lado una distribución uniforme de flujo, y por otro lado permitiendo también una pérdida de carga adecuada para el gradiente de velocidades que se necesitan en el proceso.aquí voy

II. 2. 2. Distribución de las Aguas a través de los tubos:

La distribución de las aguas a través de los tubos se calcula mediante un programa modificado de la de los canales, con el cambio en los áreas transversales, que en éste caso es circular y uniforme.Hay que tener en cuenta la evaluación de los flujos mayores y menores a través de los tubos (primer tubo el menor y el último tubo el mayor) para poder calcular los gradientes de velocidades.

A continuación se tabulan los resultados obtenidos:

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U-850 U-8002000 GPM 2500 GPM 2000 GPM 2500 GPM

A B A B A B A BVeloc. del primer orificio (m/seg) 1.49 2.09 1.95 2.75 1.21 1.68 1.59 2.21Veloc. del ultimo orificio (m/seg) 1.50 2.10 1.96 2.76 1.22 1.69 1.60 2.22

Tabla II.1.b distribución de flujos a través de los orificios de los tubos distribuidoresA = Primer tubo distribuidorB = último tubo distribuidor

La diferencia entre el caudal que sale del primer y el último orificio es de 0.53 %, lo que demuestra la uniformidad en el diseño de la realción entre el área de la tubería y el área de los orificios de salida.

Las velocidades de salida de los orificios están entre 1 y 4 m/seg, rango estipulado por el fabricante para el buen funcionamiento del clarificador.

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II. 2 PROCESO DE LA SEDIMENTACIÓN

Después de que se haya floculado el agua, viene la etapa de Sedimentación, que es básicamente un proceso de separación sólido-líquido, en el cual se remueven las partículas coaguladas de un medio en suspensión. Esta remoción se hace posible principalmente por la fuerza gravitacional existente, lo cual significa que entre más denso sean las partículas aglomerados, más fácil y por ende con mayor rapidez se llevará a cabo la sedimentación. A éstas partículas se les denominan sólidos sedimentables, ya que no todos los sólidos en suspensión se sedimentan en el rango de tiempo de residencia de un sedimentador específico.

El Clarificador tipo Superpulsator de Degremont presenta una sedimentación de flujo vertical, en donde el flujo asciende por entre el manto de lodo y las partículas coaguladas caen al chocar ya sean contra las placas inclinadas o las partículas en suspensión del flujo ascendente.

Las principales variables que influyen en el buen funcionamiento de un sedimentador son:

Volumen y Concentración del Manto de lodo. Distribución de las aguas coaguladas. Manejo de los Concentradores de lodos. Velocidad de Sedimentación Crítica (Vsc).

Velocidad de Sedimentación Crítica (Vsc):

De acuerdo a las teorías de Hazen y Camp (1946), existe en el proceso de sedimentación una partícula cuya velocidad de descenso se le denomina Velocidad de Sedimentación Crítica (Vsc). Una partícula será sedimantable sólo cuando su velocidad de caída (Vi) sea superior al Vsc. Así mismo, una partícula cuya velocidad de caída sea inferior al Vsc será sedimentable solo en la fracción Vi / Vsc. Esto quiere decir que entre menor sea la Vsc, mejor será la remoción o la sedimentación, ya que un mayor número de partículas más finas ( entre más fino sea la partícula, menor es su Vi ) serán sedimentables.

En el Clarificador tipo Superpulsator la Vsc se deduce de la siguiente forma:

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Figura II.2.1 Relaciones Geométricas en un sedimentador de placas inclinadas

El Sedimentador tipo Superpulsator se distingue por utilizar placas inclinadas, los cuales sirven para aumentar la velocidad de sedimentación de las partículas floculadas.La gráfica II.2.1 representa la caída de una partícula entre dos placas inclinadas. La velocidad de sedimentación lo podemos deducir mediante relaciones geométricas:

El triángulo ABC es semejante al triángulo DEF, luego:

Reemplazando por las respectivas distancias:

Haciendo la igualación de vectores:

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L

VX

VY

Vsc

Vsc Sen

A

B

C

Placas Inclinadas

Vo

e

D

E

F

Ec. 2.1.

Ec. 2.2.


VY = Vsc cos VX = Vo – Vsc sen

reemplazando en la ecuación 2.2:

Despejando Vo:

en donde:

Vo = Velocidad de ascenso de las partículas paralelas a las placas.L = longitud de las placas.e = distancia ortogonal entre dos placas adyacentes. = ángulo de inclinación de las placas.Vsc = Velocidad de sedimentación crítica.

Al valor de Vsc hallado en las ecuaciones anteriores se le denomina comúnmente Carga Superficial Equivalente, expresado en unidades de m3 / m2 / día; y al Vo se le denomina Carga Superficial Aparente ( m3 / m2 / día ).La Carga Superficial Equivalente o Tasa de Sedimetación (Vsc) es generalmente un índice de la capacidad de carga de un sedimentador, y es uno de los parámetros de diseño a tener en cuenta para evaluar la eficiencia de un sedimentador.

El Vo está definido como el flujo sobre el área disponible perpendicular a las placas, o sea siendo:

AT = área total horizontal del sedimentador.a = longitud de las placas.Q = caudal del agua de proceso.eP = grosor de las placas.n = número de placas.

- Velocidad de Sedimentación Crítica en los CL-850

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Ec. 2.3.

Ec. 2.4.

Ec. 2.5.

Flujo = 2000 GPM


Q = 0.126 m3 / s = 60° a = 4.95 mAT = 18*5 = 90 m2 n = 50

sustituyendo los valores en la ecuación 2.5 y 2.4:

- Velocidad de Sedimentación Crítica en los CL-800:

Las medidas de los clarificadores de U-800 se enumeran a continuación:

Q = 0.126 m3 / s = 60° a = 4.95 mAT = 20*5 = 100 m2 n = 56 eP = 1.58E-3 m

Sustituyendo los datos en las ecuaciones 2.5 y 2.4:

Experimentalmente se realizaron varias pruebas de jarras modificadas con aguas del río Magdalena con el fin de determinar la Velocidad de Sedimentación real de las partículas floculantes (Ver Anexo).Calculando las velocidades de sedimentación para 2000 y 2500 GPM, y comparando con los datos experimentales, obtenemos los siguientes resultados:

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X

eP = X cos 30° = 0.286 * cos 30° = 1.58E-3 m

1.625E-3 m / seg

3.72E-4 m / seg

Flujo = 2000 GPM

1.46E-3 m / seg

3.35E-4 m / seg


Tabla II.2.a velocidades de sedimentación críticas de las plantas U850 y U800

Velocidad de Sedimentación (Vsc) (m/seg)

Carga SuperficialEquivalente (m3/m2/dia)

2000 GPM 2500 GPM 2000 GPM 2500 GPMCL-800 A/B1 3.35E-4 4.19E-4 28.9 36.2CL-850 A/B/C/D2 3.72E-4 4.66E-4 29.1 40.3Experimental (2.6 NTU) 1.66E-4 1.66E-4 - -% de Retiro de partículas < de 2.6 NTU 3

1 49.5 2 44.6

1 39.62 35.6

3 % retiro = VEXPERIMENTAL / Vsc *100

Como se pueden ver, los Clarificadores de la planta U-800 tienen una velocidad de sedimentación de diseño más bajo que las de la planta U-850, lo que se traducen en que los CL-800 A/B son más eficientes debido a su mayor capacidad para sedimentar partículas con menor velocidad de sedimentación, o sea partículas más finas, y por ende en la práctica se puede obtener aguas de igual o mejor calidad usando menos alumbre, lo que se traduce en mayor ahorro de dinero.

Influencia del Ángulo de Inclinación de las Placas:Retomando otra vez la ecuación 2.4:

Se puede observar que las cargas equivalentes o Vsc aumentan a medida que aumenta el ángulo , o sea el ángulo de inclinación de las placas. Esto significa que entre menor ángulo de inclinación, mayor será la eficiencia ya que su Vsc será menor. Esto lo podemos comprobar en la siguiente gráfica:

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Figura II.2.2 Comparación Curva Teórica y Valores Experimentales (Culp, Ky-Hsiung y Conley, 1969)

Se puede apreciar que la eficiencia de remoción de turbiedades aumenta a medida que disminuye el ángulo de inclinación; el rango preferible de operación por diseño está entre 45 y 60°, ya que por debajo de 45° la ganancia en la eficiencia no es muy significativo. Se prefieren en los diseños inclinar las placas a 60°; a éste ángulo de inclinación la eficiencia no solamente es muy buena, sino que también facilita el escurrimiento de los lodos. Una inclinación superior ya sería poco provechoso por el bajón grande en el rendimiento del sedimentador.

Lo anterior se analiza mejor en la siguiente gráfica, en donde se puede observar que a medida que se aumenta el ángulo de inclinación, la Vsc se hace cada vez más grande que la componente de velocidad VY de las partículas floculantes, luego cada vez es más difícil de sedimentar partículas finas de velocidades más bajas:

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Figura II.2.3 Comparación entre Vsc y VY de las partículas floculantes

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III. GRADIENTES DE VELOCIDADES Y TIEMPOS DE RESIDENCIA

La coagulación- floculación constituye el proceso básico que determina en gran parte las condiciones de operación de la planta de tratamiento. De esto depende la mayor o menor eficiencia de los procesos subsiguientes: sedimentación y filtración.

Durante el proceso de la coagulación-floculación la intensidad de agitación de las aguas crudas es algo fundamental para el óptimo desempeño de los clarificadores. Mientras que en la coagulación el grado de energía impuesta al fluido es de gran intensidad (mezclas rápidas), en el proceso de floculación dicha agitación es mucho más bajo (mezclas lentas).

Por lo anterior resulta indispensable el cálculo del parámetro llamado Gradiente de velocidad (G), dado en s-1. El gradiente de velocidad es la potencia impuesta por unidad de volumen de fluido y tienen la siguiente fórmula:

donde:

P = potencia impuesta al fluido = viscosidad dinámicaV = volumen de la estructura del clarificador

Cuando un clarificador es de agitación mecánica, la potencia se puede hallar fácilmente mirando la fuerza que ejerce el rotor de los agitadores sobre el fluido. Sin embargo, la situación cambia para un clarificador de tipo hidráulico, tal como el Superpulsator, en donde la agitación intensa se logra mediante el diseño de ña estructura hidráulica sin el uso de ninguna fuerza externa. Para tal situación es conveniente modificar la ecuación anterior por la siguiente:

donde:

h = pérdida de energía o de carga.g = fuerza gravitacional. = viscosidad cinemática.T = tiempo de residencia o de retención.Como se puede analizar en la ecuación III.2, hay dos variables que hay que calcular: tiempo de detención y pérdidas de cargas.

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Ec. III.1

Ec. III.2


III.1 Cálculo del Tiempo de detención o de residencia

El cálculo se basa en que el tiempo de detención sea igual al volumen de la estructura hidráulica sobre el caudal entrante:

t = V / QAdicionalmente, se tuvo en cuenta que el volumen en canales abiertos estuviese constante para efecto de cálculo en estado estacionario.

El Clarificador tipo Superpulsator se distingue por la integración de las tres operaciones básicas del proceso de clarificación en una sola estructura: coagulación, floculación y sedimentación. El proceso de coagulación va desde la inyección del alumbre en la tubería de entrada hasta la salida de los tubos distribuidores a través de sus orificios; el proceso de floculación es la que existe desde la salida de los orificios hasta el contacto con las placas inclinadas; y el proceso de sedimentación que se extiende desde el contacto con las placas hasta caer en el manto de lodo:

Figura III.1 Ubicación de las zonas de Coagulación y de Floculación dentro del Clarificador

El resumen del cálculo es el siguiente, haciendo la distinción en cada uno de los componentes del clarificador. Además se calcularon los tiempos de residencia tanto de 2000 como de 2500 GPM para los clarificadores de la U800 y U850:

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Inyección alumbre

Proceso de Coagulación

Proceso de Floculación


CÁLCULO DEL TIEMPO DE RESIDENCIA PARA MEZCLA RÁPIDA( Clarificador 850C con flujo de 2000 GPM)

Q = 0.126 m3/seg

a. En tubería de entrada del Clarificador:Longitud recta de tubería = 8.43 mDiámetro Tubería = 12 in = 0.3048 mVel. en Tubería = Q / Area = 1.726886 m/segtiempo = 4.9 seg

b. Entrada del Clarificador hasta antes de la Campana de Vacío:T total = T1 + T2 + T3 + T4

T1 = tiempo en la cámara de recepción:Volumen de la cámara = 2.608 m3

T1 = Volumen / Q = 20.7 seg

T2 = tiempo desde la cámara hasta el vertedero:Para Q = 2000 GPM h del vertedero = 0.192 maltura = 1.742 mVolumen = 3.463 m3


T3 = tiempo desde el vertedero hasta la cámara de vacío:Volumen = 4.264 m3


t. total = 82.0 seg

c. Desde la Campana de Vacío hasta los tubos distribuidores (CL 850 A/B/C/D):tiempo de llenado = 25 segVolumen de la campana = 11.736 m3

tiempo de desc. = V / Q = 27.5 segLongitud del canal = 17.75 mtiempo medio en el canal = 35.3 seg

tiempo total = 87.8 seg

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CÁLCULO DEL TIEMPO DE RESIDENCIA PARA MEZCLA RÁPIDA( Clarificador 850C con flujo de 2500 GPM)

Q = 0.1577 m3/seg

a. En tubería de entrada del Clarificador:Longitud recta de tubería = 8.43 mDiámetro Tubería = 12 in = 0.3048 mVel. en Tubería = Q / Area = 2.161348 m/segtiempo = 3.9 seg

b. Entrada del Clarificador hasta antes de la Campana de Vacío:T total = T1 + T2 + T3







t. total = 65.9 seg

c. Desde la Campana de Vacío hasta los tubos distribuidores (CL 850 A/B/C/D):tiempo de llenado = 30 segVolumen de la campana = 13.790 m3

tiempo de desc. = V / Q = 24.5 segLongitud del canal = 17.75 mtiempo medio en el canal = 26.9 seg


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CÁLCULO DEL TIEMPO DE RESIDENCIA PARA MEZCLA RÁPIDA( Clarificador 800A/B con flujo de 2000 GPM)

Q = 0.126 m3/seg 0

a. En tubería de entrada del Clarificador:Longitud recta de tubería = 16.4 m (CL-800B), 20.93 m (CL-800A)Diámetro Tubería = 16 in = 0.4064 mVel. en Tubería = Q / Area = 0.971 m/segtiempo = 16.9 seg (CL-800B), 21.5 seg (CL-800A)








t. total = 105.7 seg

c. Desde la Campana de Vacío hasta los tubos distribuidores (CL 800 A/B):T total = T1 + T2

T1 = tiempo en la tubería de distribución (dentro de la cámara de vacío):Diámetro tubería = 0.6 mLongitud de la tubería = 1.6 mVelocidad = Q / Area = 0.558 m/segT1 = Long. / Velocidad = 2.9 seg

T2 = tiempo en la cámara de vacío:

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tiempo de llenado = 25 segVolumen de la campana = 13.790 m3

tiempo de desc. = V / Q = 32.3 segLongitud del canal = 19.25 mtiempo medio en el canal = 45.8 segT2 = 103.1 seg


CÁLCULO DEL TIEMPO DE RESIDENCIA PARA MEZCLA RÁPIDA( Clarificador 800A/B con flujo de 2500 GPM)

Q = 0.1577 m3/seg

a. En tubería de entrada del Clarificador:Longitud recta de tubería = 16.4 m (CL-800B), 20.93 m (CL-800A)Diámetro Tubería = 16 in = 0.4064 mVel. en Tubería = Q / Area = 1.216 m/segtiempo = 13.5 seg (CL-800B), 17.2 seg (CL-800A)




T2 = tiempo desde la cámara hasta el vertedero:Para Q = 2000 GPM h del vertedero =

0.148 m

altura = 1.853 mVolumen = 5.281 m3




t. total = 84.8 seg

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c. Desde la Campana de Vacío hasta los tubos distribuidores (CL 800 A/B):T total = T1 + T2

T1 = tiempo en la tubería de distribución (dentro de la cámara de vacío):Diámetro tubería = 0.6 mLongitud de la tubería = 1.6 mVelocidad = Q / Area = 0.558 m/segT1 = Long. / Velocidad = 2.9 seg

T2 = tiempo en la cámara de vacío:tiempo de llenado = 30 segVolumen de la campana = 13.790 m3

tiempo de desc. = V / Q = 24.5 segLongitud del canal = 19.25 mtiempo medio en el canal = 34.9 segT2 = 89.4 seg


Los datos anteriores se complementan con los de anexo, en donde se muestran los tiempos de residencia de la zona de entrada a los clarificadores, en donde por las diferencias en longitudes y disposiciones, hay diferencias entre los clarificadores de las dos plantas.

III.2 Cálculo de las Pérdidas de Cargas

Un fluido en movimiento va perdiendo su contenido energético irremediablemente, ya sea por presión, por energía cinética o por energía potencial. En esta situación el trabajo efectuado para distorsionar las líneas de flujo es realizado por la pérdida de energía o pérdida de carga. Entre mayor la pérdida de carga, mayor contenido energético tendrá el fluido y mayor será la turbulencia causada.

Los clarificadores tipo Superpulsator están hechas en estructuras hidráulicas, los cuales están diseñados para obtener unas pérdidas de carga lo suficiente para alcanzar los gradientes de velocidades necesarias en el proceso.

30


Estas pérdidas se calculan de diversa manera, como se enumeran a continuación:

1. Por las tuberías:Se suman las pérdidas por fricción (primarias) y por accesorios (secundarias) que hayan.

2. Cámara de Reacción:La cámara de reacción va desde la cámara recepción, pasando por la zona de los vertederos, y llegando hasta la cámara de distribución hacia la campana de vacío. Las pérdidas en ésta zona se calcula mediante balance de energía de Bernoulli, incluyendo además las pérdidas por contracción y expansión que tengan lugar.

3. Campana de Vacío-Canal distribuidor:Pérdidas sumando los codos, contracciones, pérdidas por laterales (en el canal) y por fricción.

Lo anterior es para calcular pérdidas de carga para el proceso de coagulación. Para el proceso de Floculación o de mezcla lenta, las pérdidas se calculan también por balance de energía de Bernoulli, entre la salida de los orificios y la superficie de contacto con las placas inclinadas.

Los cálculos obtenidos se muestran a continuación. Los detalles de las mismas se pueden ver en el Anexo 1:

ANÁLISIS COMPARATIVO DE LOS CÁLCULOS OBTENIDOS

Los resultados obtenidos lo podemos resumir en las siguientes tablas:

2000 GPM 2500 GPMMezcla Rápida Mezcla Lenta Mezcla Rápida Mezcla Lenta

Gradiente(S-1)

Tiempo Res. (min)

Gradiente(S-1)

Tiempo Res. (min)

Gradiente(S-1)

Tiempo Res. (min)

Gradiente(S-1)

Tiempo Res. (min)

CL-850A 219.6 2.93 59.6 29.0 272.2 2.53 85.0 23.2CL-850B 218.8 2.91 59.6 29.0 271.0 2.52 85.0 23.2CL-850C 226.2 2.91 59.6 29.0 281.8 2.52 85.0 23.2CL-850D 226.9 2.91 59.6 29.0 282.9 2.53 85.0 23.2Promedio 222.5 3.04 59.6 29.0 277.0 2.53 85.0 23.2CL-800A 208.9 3.88 42.3 37.9 265.0 3.24 63.7 30.2CL-800B 213.2 3.81 42.3 37.9 266.3 3.18 63.7 30.2

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Datos comparativos de los gradientes y tiempos de resid. de los clarificadores de la U800 y U850


Promedio 211.1 3.84 42.3 37.9 265.6 3.21 63.7 30.2

Gradiente de Velocidad en Mezcla Lenta (S-1)2000 GPM 2500 GPM

Mínimo Máximo Mínimo MáximoCL-800 A/B 35.4 49.3 53.3 74.2CL-850 A/B/C/D 49.0 68.9 69.7 98.3

Los resultados de la tabla anterior se compara con los datos experimentales del gradiente de velocidades (gráfica I.5). En ésa gráfica, se puede observar que para que un clarificador trabaje eficientemente sin sobredosificación de alumbre, su gradiente de velocidad debe estar en el rango de 25 a 75 s -1. Haciendo los cálculos anteriores a otros caudales podemos obtener el caudal límite de operatividad de los clarificadores de cada planta:

Caudal Mínimo (GPM) Caudal Máximo (GPM)U-850 1250 2250U-800 1600 2800

Conclusiones sobre las Diferencias existentes entre CL-800 y 850:

Aunque los gradientes de velocidades de mezcla rápida para la U800 fueron menores, se recompensa por el mayor tiempo de residencia dentro de la estructura, asegurando de ésta forma una mezcla homogénea.

Los gradientes de mezclas rápidas están dentro del rango dado por la firma Degremont (entre 100 y 400 s-1).

Los gradientes de mezclas lentas de la U850 son sensiblemente mayores a las de la U800, y esto es debido a varios factores:

1. El clarificador de la U800 tiene mayor área disponible para la floculación y la sedimentación (100 m2 contra 90 m2), lo cual hace que el gradiente de mezcla lenta sea más baja, y pueda manejar de esta forma caudales mayores que en la U850 sin que se rompan los flocs ya formados.2. Los clarificadores de la U800 poseen además mayor profundidad, medido desde el fondo hasta la superficie de contacto con las placas inclinadas. Esto se traduce en que tuviera tiempo de floculación mayores, disminuyendo a su

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vez los gradientes de velocidades. Además, permite tener un volumen mayor de manto de lodo, lo cual ayuda a que las partículas se filtren mejor.

El estar operando fuera del rango de caudal establecido significa mayor consumo de alumbre para obtener la misma turbiedad residual final.

Los gradientes de mezclas rápidas van disminuyendo en su valor a medida que va avanzando a través del clarificador hasta empalmar con los valores de la mezclas lentas, lo que concuerda con las teorías que dicen que los gradientes escalonados decrecientes favorecen la obtención de un resultado óptimo de consumo del coagulante químico usado.

Una diferencia fundamental es que los clarificadores de la U800 poseen mayor número de concentradores por unidad de longitud del clarificador:

U800: 5 concentradores / 20 metros de long. = 0.25U850: 4 concentradores / 18 metros de long. = 0.22

Está demostrado que entre mayor número de concentradores posean, mayor es su área disponible (siempre y cuando tenga la misma anchura, como es el caso de los clarificadores de la U800 y U850).

La eficiencia de sedimentación es una función directa del área sedimentable, o sea el área disponible de los concentradores. Dependiendo de la turbiedad inicial del agua cruda, existe un área de sedimentación ideal. Este es una de las razones por las cuales que, cuando el agua cruda es muy turbia, la U800 trabaja mejor aún sin utilizar el Ultrión (ayudante de coagulación), ya que por su mayor área de sedimentación de lodos puede eliminar más fácilmente el exceso de lodo de la capa del manto de lodo.Dicha información es el resultado de pruebas en plantas pilotos y se encuentra en manos de los fabricantes.

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III. EFICIENCIA DE UTILIZACIÓN DE LAS PLANTAS

DE AGUAS U800 / 830 / 850

Para obtener la eficiencia de utilización hacemos un balance de materia tomando como sistema las tres plantas de aguas de la refinería: U-800 / 830 / 850. El esquema general sería el siguiente:

Los datos fueron tomados procurando que los niveles de las diferentes aguas se mantuvieran constantes, para poder hacer el balance en estado estacionario.

Debido a que los indicadores de flujo de las aguas clarificadas de las plantas U-850 y U-800 se encuentran dañadas, se toma el flujo de las aguas industriales como el de la entrada a los clarificadores (agua del río) menos el 7% de pérdidas, los cuales se deben a: purgas de los concentradores (1%), purgas de fondo de los clarificadores (2%), pérdida de aguas de muestra del SCD (0.5%), pérdidas por evaporación (1%) y otros (2.5%).

Las aguas industriales que se producen se utilizan como agua de restitución a las torres enfriadoras, y los flujos de restitución se pueden observar en las tablas adyacentes.

Datos de Producción de Aguas en la Refinería.

Fecha: 5 de Enero de 1999.

U-850

U-830

U-800

Agua Desmineralizada

AguaIndustrial

AguaSuavizada

Aguadel Río

AguaIndustrial

Agua Potable

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Turbiedad del Río: 380 NTU.Agua del

RíoAgua

Desmineral.Agua

SuavizadaAgua

PotableAgua

IndustrialU-850

CL-850A 1700 - -CL-850B 2100 - -CL-850C F.S. - -CL-850D 1600 - -

Total 5400 960 - - 3487U-800

CL-800A 1500 -CL-800B 2450 -

Total 3950 - 542 645 2570U-830

- - 690 - -Gran Total 9350 960 1232 645 6057

Torres Enfriadoras Flujo de Restitución1 (GPM)TE-801 760TE-820 758TE-850 456TE-880 280TE-890 788Total 3042

1 Fecha de toma de datos: 5 de Enero de 1999.La Eficiencia de Producción de las plantas de aguas en la refinería sería:

Hay que aclarar que lo anterior no quiere decir que el resto de las aguas( 3015 GPM) se pierdan, sino que en la línea de conexión entre el sistema de aguas industriales de las plantas de aguas y las torres enfriadoras, existen varias pegas de líneas de derivaciones en las cuales aprovechan éstas aguas para otros usos.

El factor de utilización puede ser mayores también debido a que los FI de las torres enfriadoras pueden estar descalibrados., luego las flujos de restitución a las torres pueden ser más altas de lo que se reportan.

Fecha: 6 de Enero de 1999.Turbiedad del Río: 970 NTU.

GPM Plantas

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Agua delRío

AguaDesmineral.

AguaSuavizada

AguaPotable

AguaIndustrial

U-850CL-850A 1650 - -CL-850B 1840 - -CL-850C F.S. - -CL-850D 1850 - -

Total 5340 900 - - 3432U-800

CL-800A 1820 -CL-800B 2010 -

Total 3830 - 347 620 2663U-830

- - 750 - -Gran Total 9170 900 1097 620 6095

Torres Enfriadoras Flujo de Restitución2 (GPM)TE-801 735TE-820 774TE-850 316TE-880 230TE-890 750Total 2805

2 Fecha de toma de datos: 6 de Enero de 1999.

Aguas utilizadas por otros usuarios + Pérdidas = 6095 – 2805 = 3290 GPM

GPM Plantas

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