retención celular(TRC), con esto es posible operar el sistema con bajos tiempos de TRH y
con volúmenes de reactor pequeños, conservando buena eficiencia en la remoción de
materia orgánica.
El agua residual se introduce en el reactor por la parte inferior, se distribuye y en su
trayectoria ascendente atraviesa uniformemente el lecho de lodos, donde la materia
orgánica es transformada principalmente en biogás (mezcla gaseosa de metano y dióxido
de carbono). En la parte superior del reactor existe una zona de captación de biogás y de
sedimentación del agua tratada. Al tener flujo de alimentación ascendente permite una
selección de microorganismos, y favorece la formación de un lodo con buenas
propiedades de floculación y sedimentación, que da como resultado un manto de lodos en
la parte inferior del reactor, a este fenómeno se le conoce como granulación. Este proceso
puede lograr eficiencias de remoción de materia orgánica soluble del orden de 70 al 80%.
Los lodos residuales producidos son de alrededor del 10 al 15% de los lodos de desecho
generados por vía aerobia.
Las consideraciones generales de diseño del proceso anaeróbico se relacionan con las
características de las aguas residuales, las variaciones horarias de caudales y cargas
orgánicas, la concentración de materia orgánica carbonácea y la temperatura de la mezcla
aguas y lodos del reactor, la fracción de material orgánico no disuelto y la alcalinidad de
las aguas. Son importantes las concentraciones de nutrientes y macronutrientes por su
estimulación al crecimiento de la biomasa celular y a la actividad metanogenética. El
tiempo de retención de sólidos es un parámetro fundamental en el diseño de todos los
procesos anaeróbicos. En general se requieren tiempos superiores a los 20 días para
procesos anaeróbicos a temperaturas de 30°C y mucho más altos si la temperatura es
menor.
Por considerase de interés se presentan en los siguientes cuadros los valores de algunos
metales pesados y orgánicos sintéticos que pueden producir efectos inhibitorios en los
microorganismos responsables de la degradación de la materia orgánica presente en las
aguas
Cuadro 5.7
Compuestos inorgánicos tóxicos e inhibitorios de interés en procesos anaeróbicos.
Sustancia
Concentración
Moderadamente
Inhibitoria,
mg/L
Concentración
Altamente
Inhibitoria, mg/L
Sodio, Na+ 3500-5500 8,000
Potasio, K+ 2500-4500 12,000
Calcio, Ca2+ 2500-4500 8,000
Magnesio, Mg2+ 1000-1500 3,000
Nitrógeno Amoniacal NH4+ 1500-3000 3,000
Sulfuros, S2- 200 200
Cobre, Cu2+ 0.5 (soluble)
50-70 (total)
Cromo hexavalente, Cr(VI) 3.0 (soluble)
200-250 (total)
Cromo trivalente, Cr(III) 180-240 (total)
2.0 (soluble)
Níquel, Ni2+ 30.0 (total
Zinc, Zn2+ 1.0 (soluble)
Cuadro 5.8
Compuestos orgánicos tóxicos e inhibitorios de interés en procesos anaeróbicos.
Componente
Concentración resultante en
50% de reducción en
actividad, mMb
1- Chloropropeno 0.1
Nitrobenceno 0.1
Acrolein 0.2
1- Cloropropano 1.9
Formaldehyde 2.4
Lauric acid 2.6
Ethyl benzene 3.2
Acrylonitrile 4
3-Chlorol - 1, 2-propanediol 6
Crotonaldehyde 6.5
2-Chloropropionic acid 8
Vinyl acetate 8
Acetaldehyde 10
Ethyl acetate 11
Acrylic acid 12
Catechol 24
Fenol 26
Aniline 26
Resorcinol 29
Propanol 90
bmM = milimol
En el cálculo que se presenta a continuación se realiza el dimensionamiento del reactor
considerando la temperatura deseada de 35°C y la esperada de 20°C.
Diseño de reactores anaerobios de flujo ascendente
Volumen del reactor
Para aguas residuales diluidas (con niveles de DQO por debajo de 1000 mg/l) y
temperaturas de operación que exceden los 18 a 20 °C, el volumen del reactor (Vr) se
determina con el tiempo de retención hidráulico (TRH), más que por la aplicación de la
carga orgánica:
Vr = TRH x Q
Donde:
Vr = Volumen del reactor, [m3].
TRH = Tiempo de retención hidráulico, [d].
Q = Gasto, [m3/d].
La determinación del tiempo de retención depende del tipo de lodo presente dentro del
reactor (ya sea floculento o granular) y de la eficiencia del separador gas – líquido.
Para aguas con mayores concentraciones en DQO, el volumen del reactor depende sobre
todo de la concentración del agua residual (S) y de la aplicación de la carga orgánica
volumétrica (Bv) de diseño, de acuerdo a la siguiente ecuación.
Vr = [S x Q] / Bv
Donde:
S =Concentración de materia orgánica, generalmente como DQO,[kgDQO/m3]
Bv = Carga orgánica volumétrica, [kg DQO/m3-d]
En el tratamiento de aguas residuales industriales, generalmente el factor que gobierna el
tamaño del reactor es la carga orgánica volumétrica (en términos de la DQO
biodegradable). Esta carga depende sobre todo de la naturaleza del agua, de la actividad
del lodo, así como de la temperatura y la eficiencia de tratamiento deseada.
Los reactores RAFA con lodo granular pueden soportar en promedio 3 m/h para aguas
residuales solubles y de 1.0 a 1.5 m/h con aguas parcialmente solubles. Bajo estas
condiciones se retiene el lodo granular dentro del reactor. En períodos cortos (2 – 3 horas
al día), son toleradas velocidades ascendentes de hasta 6 y 2 m/h para aguas solubles y
parcialmente solubles respectivamente. Estas grandes velocidades lavarán el lodo poco
sedimentable, lo cual no causa serios problemas, salvo que se cuente con un
postratamiento sensible.
Para lodos tipo floculento, las velocidades ascendentes son de 0.5 m/h, pero también
pueden soportar velocidades de 2 m/h durante 2 a 3 horas.
Cuando la velocidad ascendente es el factor limitante (caso de DQO inferior a 1000 mg/l),
en lugar de la carga orgánica volumétrica, el tiempo de retención hidráulico (TRH) es
utilizado para diseño, quedando por determinar la geometría (altura) del reactor, de
acuerdo con la siguiente ecuación.
H = [Q x TRH] / A
ó
H = Va x TRH
Donde:
H = altura del reactor [m]
A = Área superficial del reactor [m3]
Va = Velocidad ascendente en zona de lodos [m/h].
En tales casos, los TRH no son inferiores a 5 horas, con velocidades ascendentes no
mayores de 1.0 m/h.
En el tratamiento de aguas residuales completamente solubles, se puede considerar
alturas de reactor de 6m o mayores, lo que da como resultado bajos requerimientos de
espacio de reactor y también los costos para la distribución de la alimentación son
menores. Sin embargo debe considerarse que el flujo de gas por unidad de superficie se
incrementa con forme lo hace la altura, a volumen de reactor constante. Este flujo (m3
gas/m2 min) provocará una fuerte turbulencia en la zona de captación de gas, lo que
reducirá la eficiencia de retención de sólidos suspendidos del separador gas – sólido –
líquido.
Para el caso de aguas residuales diluidas, semejantes a las domésticas, se recomiendan
alturas de 3 – 5 m; en el caso de que la DQO se encuentre de 1000 a 5000 mg/l se
recomienda una altura de reactor de 5 – 6m. Aguas más concentradas en DQO producirán
una importante cantidad de gas, por lo que debe reducir la altura del reactor a menos de
5m con objeto de evitarse problemas de retención de sólidos suspendidos.
Se recomienda modular a partir de 400 m3, dado que se obtienen ventajas en versatilidad
durante el arranque y operación.
Sistema de alimentación.
Para una adecuada irrigación, cada boquilla del sistema de distribución debe cubrir una
cierta área de la base. Para aguas con DQO menores a 1000 mg/l, la limitada turbulencia
por la producción de gas hace necesario aumentar la densidad de las boquillas a 1 o 2 por
m2. Para cargas medias y altas (mayores a 4 kg DQO/m3-d), la restricción de este criterio
es menos fuerte. Sin embargo, se recomienda tener como mínimo una boquilla por cada 6
m2. En el siguiente Cuadro se presenta el área que debe considerarse para la distribución
del influente en un reactor RAFA.
Cuadro 5.9
Distribución de puntos de alimentación para un reactor RAFA.
Tipo de lodo Superficie por
boquilla (m2)
Carga
(kg DQO/m3 d)
Flóculo denso
(> 40 kg SST/m3 d)
0.5 – 1.0
1.0 – 2.0
2.0 – 3.0
< 1.0
1.0 – 2.0
> 2.0
Flóculo medio
(20 – 40 kg SST/m3d)
1.0 – 2.0
2.0 – 5.0
1.0 – 2.0
> 3.0
Lodo granular
0.5 – 1.0
0.5 – 2.0
> 2.0
2.0
2.0 – 4.0
> 4.0
NOTA: Cargas orgánicas inferiores a 2 kgDQO/m3d corresponden típicamente
a aguas residuales domésticas.
En el caso de que se utilicen orificios para la alimentación, Lettinga y colaboradores
presentan una guía para la determinación del número de orificios en la parte inferior del
reactor, para alimentación del proceso.
Cuadro 5.10
Guía para la determinación del número de orificios para la
alimentación de un reactor RAFA.
Tipo de lodo m2/orificio Cargas (kg DQO/m3 d)
Lodo floculento denso
(>40 kg SST/m3)
1 < 1 – 2
Lodo floculento medio
(< 40 kg SST/m3)
5 > 3
Lodo granular 1 1 - 2
Separador Gas-Sólido-Líquido.
Los principales objetivos del separador gas – sólido –líquido son los siguientes:
· Separar y descargar el biogás del reactor.
· Evitar el posible lavado de flóculos o granos mediante su decantación
· Prevenir el lavado de lodo granular flotante
· Provocar un efecto de pulimento mediante una sedimentación secundaria
· Sirve como barrera para detener las expansiones excesivas de la cama de lodo, la
cual está principalmente constituida por lodo floculento.
En el separador se considera de gran importancia la velocidad tanto en los pasos entre
colectores como en la zona de sedimentación propiamente dicha. Para la zona de paso se
recomiendan velocidades ascendentes inferiores a 3 m/h aunque para lodo granular puede
llegar hasta 6 m/h. Para aguas parcialmente solubles se recomienda no sobrepasar 1.5
m/h, con objeto de evitar al máximo la evacuación del material en suspensión presente en
el agua residual.
Para la construcción del separador, se deben tener presentes las siguientes
consideraciones:
· Las mamparas deben tener un ángulo entre 45 y 60° con respecto a la horizontal.
· El área de paso entre los colectores debe ser del 15 – 20% de la superficie del
reactor.
· La altura del dispositivo es entre 1.5 y 2m para reactores con 5 –7m de altura.
· Debe crearse dentro del colector una interfase líquido – gas para facilitar la
evacuación del gas y poder tomar medidas contra la formación de natas.
· El traslape entre colectores superiores e inferiores debe ser al menos de 20 cm.
· Se recomienda instalar mamparas frente a las canaletas de agua tratada.
· El diámetro de las tuberías de evacuación del gas debe ser suficientemente
grande para facilitar la operación, inclusive en presencia de espuma o natas.
· Si hay formación de natas, se debe prever la instalación de boquillas aspersoras
dentro de los colectores
· El material de construcción puede ser acero recubierto con algún material plástico,
para evitar su pronta corrosión, o bien de plásticos estructurales moldeados.
Descarga de lodos
Se debe incorporar al diseño un dispositivo para la evacuación del lodo en exceso del
reactor. Generalmente, el punto de descarga se sitúa a un tercio o a la mitad de la altura
de la zona de lodos del reactor, aunque también debe instalarse una purga cerca del
fondo. La frecuencia de la descarga puede ser diurna o inclusive semanal, dependiendo
del volumen que será evacuado, el cual no deberá exceder por extracción el 5% del
volumen del reactor. Los lodos purgados a nivel alto tienen concentraciones de 10 a 30 g
SSV/L y en la parte baja entre 40 y 70 g SSV/L.
Memoria de cálculo
A continuación se presenta la memoria de cálculo descriptiva de los módulos de reactores
anaeróbicos de manto de lodos de flujo ascendente. Se les denomina RAFA 1 al conjunto
de cuatro módulos cuya característica principal es que cada uno de los 48 reactores
presentan las siguientes dimensiones: largo 30.5 m; ancho 30.5 m. El conjunto de
módulos RAFA 2 contiene 24 reactores de 25 m de ancho por 30.5 m de largo.
7.1 DIMENSIONAMIENTO DEL REACTOR ANAEROBIO DE FLUJO ASCENDENTE (RAFA-1).
CONCEPTO SIMBOLOS/FORMULAS UNIDADES VALORES OBS
Caudal total de Agua
Mínimo Qmin m3/s 4,80 4,80
Medio Qmed m3/s 10,00 10,00 3,82
Máximo Qmax m3/s 14,40 14,40
Número de reactores 48 48
Caudal por reactor Qi min m3/s 0,100 0,100
Qi med m3/s 0,208 0,208
Qi max m3/s 0,300 0,300
Características del agua residual
Gasto de agua medio, Q m3/s 0,208 0,208
m3/d 18.000 18.000 1,000
Demanda Química de Oxígeno total TDQOi mg/l 700 700
Demanda Química de Oxígeno soluble So mg/l 420 420 0,600
Fracción de DQO particulada DQO part = (TDQPi - So) / TDQOi 0,400 0,400
Remoción esperada de DQO soluble %RDQOs % 60 60 De Metcalf 60% (CORR FFH)
Fracción de DQO remanente esperada DQOr,esp= (1-%RDQOs /100) 0,40 0,40
Sólidos suspendidos totales SSTi mg/l 115 115
Sólidos suspendidos volátiles SSVi mg/l 104 104
Sólidos suspendidos volátiles en el efluente Xe mg/l 9,3 9,3
Alcalinidad mg/l CaCO3 100 100 250
Sulfatos mg/l 15 15
Temperatura de verano OC 25 25
Temperatura de invierno 20 20
Parámetros de diseño a 35 0C (De tabla 10-10) 35°C 20°C 1,030
Coeficiente de crecimiento de lodos Y mgSSV/mgDQO 0,08 0,0500 0,0779
Coeficiente de decaimiento kd mgSSV/(mgSSVdía) 0,03 0,0192 0,0299
Velocidad especifica de crecimiento máximo mm mg/mg-d 0,35 0,2250 0,3505
Constante de velocidad de mortandad media Ks mg/l 160 103,00 160,4706
Fracción degradable fd mgSSV/mgSSV 0,15 0,0970 0,1511
Producción de metano a 35 0C L CH4 / g DQO 0,40 0,2550 0,3973
Factor de efectividad volumen reactor E % 47,00 62,61 85 Metcalf
Altura para colección de gas m 1,50 1,50
REACTOR (RAFA)
DIMENSIONAMIENTO
Volumen del reactor
Carga orgánica kg DQO/d 12600 12600 DQO total
kg DQO/hr 525,00 525,00
Carga orgánica volumétrica, a T de invierno. Lorg = 0.4669 x e^(0.0944 x T) kg DQO/m3d 3,08 3,08 De T vs Carga vol.
Carga orgánica volumétrica, a T de verano. 4,94 4,94
Volumen basado en Lorg (verano) Vn= QSo/Lorg m3 4085 4085
Volumen basado en Lorg (invierno) 2548 2548
Volumen efectivo del líquido VL= Vn/(E/100) m3 8692 8692 5768
Volumen efectivo del líquido verano 5421 4070
Número de reactores 1 1
Volumen efectivo del líquido (Total) m3 8692 8692
Area superficial
Velocidad de ascenso recomedable v m/h 0,805 0,805 De tabla 10-14 es 0.7
v m/d 19,3 19,3 M/S
A=Q/v m2 931,7 930,3
Sección circular
Diámetro D=(4A/3.1416)0.5 m 34,44 34,42
Sección rectangular
Relación largo-ancho (l/a)
1 l=a=(A)0.5 m 30,52 30,50 De dimensiones 30.5
2 a=((A/2)0.5) m 21,6 21,6
l=2a m 43,2 43,1
3 a=((A/3)0.5) m 17,6 17,6
l=3a m 52,9 52,8
Altura total del reactor HT= HL + HG
Altura del líquido HL= VL/A m 9,3 9,3 De dimensiones 6.2
Altura para gas (2.5 a 3 m) HG m 0,75 1,75
HT m 10,08 11,09 De dimensiones 7.7
TIEMPO DE RETENCIÓN HIDRÁULICO
t = VL/Q d 0,483 0,483
hr 11,59 11,59
TIEMPO DE RETENCIÓN SÓLIDOS
DQO soluble en el efluente S=(1-%R/100)*So mg/l 168,0 168,0
%Sólidos volátiles no biodegradables en influente %SSV % 1,00 11,00 Por tanteos
nbSSVi= (%SSV)*SSVi/100 mg/l 1,035 11,385
DQO particulada que es biodegradable pDQO= 0.5 x (TDQOi - So) mg/l 140,0000 140,0000
DQO total degradable en el influente S´o= So + pDQO mg/l 560 560
Producción de lodos Q*Xe g/d 168.156 168.156
TRS d 80,00 44,65 Por tanteos
Biomasa heterotrófica A=(Q*Y*(S´o-S))/(1+kd*TRS) g/d 139.117 235.335
Restos celulares B=(fs*kd*Q*Y*(S´o-S)*TRS)/(1+kd*TRS) g/d 20.727 47.500
Sólidos no biodegradables en influente C=Q*nbSSVi g/d 18.630 204.930
Producción de lodos PX,SSV =A + B + C = Q*Xe g/d 178.474 487.765
VERIFICACIÓN SI TRS ES ADECUADO
Coeficiente de biodegradación k= mm/Y mgDQO/mg SSV-d 4,500 4,500
DQO soluble en el efluente S= (Ks*(1+kd*TRS))/(TRS*(Y*k-kd)-1) mg/l 16,9 28,1
Fracción de DQO soluble remanente calculada DQOr,calc=S/So 0,040 0,067
Fracción de DQO remanente esperada DQOr,esp=1-%RDQOs/100 0,40 0,40
La fracción remanente calculada es menor a la esperada y por tanto el TRS es adecuado.
CONCENTRACIÓN APROXIMADA DE
SST EN LA ZONA DE BIOMASA DEL
REACTOR XSST= QXe*TRS/Vn g/l 3,3 1,8
PURGA DE LODOS
PL = Qxe / XSST l/d 51063 91491 3676,6
PRODUCCIÓN DE METANO 1,006
DQO degradada DQOd=S´o-S mg/l 392 392 3.699
DQO removida con SO4 como reductor DQOsr=(%RDQO/100)*0.67*CSO4 mg/l 6,0 6,0
DQO utilizada por bacterias metanogénicas DQOmb=(DQOd-DQOsr)*Q mg/l 6.947.460 6.947.460
Factor de producción de metano a T de verano. FPCH4 l CH4/g DQO 0,381 0,243
Producción de metano T de verano. PCH4=FPCH4*DQOmb m3/d 2644 1685 121343
ENERGÍA PRODUCIBLE POR EL METANO
Densidad del CH4 a 35 oC d35 g/l 0,6346 0,6346
Densidad del CH4 a 30 oC d30 g/l 0,6451 0,6451
Factor de generación de energía Fener kJ/g 50,1 50,1
Energía producible Ener=Fener*d30*PCH4 kJ/d 8,54E+07 5,45E+07
REQUERIMIENTOS DE ALCALINIDAD
Temperatura T oC 30 30
CO2 en la fase gaseosa % 35 35
Alcalinidad requerida Alc,r mg/l CaCO3 1.800 2.100
Alcalinidad en el agua residual Alc,ar mg/l CaCO3 100 100
Alcalinidad adicional Alc,ad mg/l CaCO3 1.700 2.000
Dosificación de CaCO3 DCaCO3=Q*Alc,ad kg/d 30.600 36.000
Cantidad de cal hidratada Ca(OH)2 kg/d 17.748 20.880
SISTEMA DE ALIMENTACION.
Area de influencia por cada tubo de alimentación m2/tubo 0,91 1,91
No. de tubos de alimentación N = A / área por tubo núm 1024 487
Díámetro de tubos de alimentación D m 0,076 1,076
7.2 DIMENSIONAMIENTO DEL REACTOR ANAEROBIO DE FLUJO ASCENDENTE (RAFA-2).
CONCEPTO SIMBOLOS/FORMULAS UNIDADES VALORES OBSERVACIONES
Caudal total de Agua
Mínimo Qmin m3/s 1,95
Medio Qmed m3/s 4,00
Máximo Qmax m3/s 5,87
Número de reactores 24
Caudal por reactor Qi min m3/s 0,081
Qi med m3/s 0,167
Qi max m3/s 0,245
Características del agua residual
Gasto de agua medio, Q m3/s 0,167
m3/d 14.400
Demanda Química de Oxígeno total TDQOi mg/l 468
Demanda Química de Oxígeno soluble So mg/l 468
Fracción de DQO particulada 0,000
Remoción esperada de DQO soluble %RDQOs % 60 De Metcalf
Fracción de DQO remanente esperada DQOr,esp=1-%RDQOs/100 0,40
Sólidos suspendidos totales SSTi mg/l 115
Sólidos suspendidos volátiles SSVi mg/l 104
Sólidos suspendidos volátiles en el efluente Xe mg/l 9,3
Alcalinidad mg/l CaCO3 100
Sulfatos mg/l 15
Temperatura de verano OC 25
Temperatura de invierno 20
Parámetros de diseño a 35 0C (De tabla 10-10)
Coeficiente de crecimiento de lodos Y mgSSV/mgDQO 0 ,08
Coeficiente de decaimiento kd mgSSV/(mgSSVdía) 0 ,03
Velocidad especifica de crecimiento máximo mm mg/mg-d 0 ,35
Constante de velocidad media Ks mg/l 1 60
Fracción degradable fd mgSSV/mgSSV 0,15
Producción de metano a 35 0C l CH4/g DQO 0,40
Factor de efectividad volumen reactor E % 78,00 85 Metcalf
Altura para colección de gas m 2,50
REACTOR (RAFA)
DIMENSIONAMIENTO
Volumen del reactor
Carga orgánica kg DQO/d 6739 DQO total
kg DQO/hr 280,80
Carga orgánica volumétrica, a T de invierno. Lorg (Selección. de bibliografía) kg DQO/m3d 3,08 De T vs Carga vol.
Carga orgánica volumétrica, a T de verano. 4,94
Volumen basado en Lorg (verano) Vn= QSo/Lorg m3 2185
Volumen basado en Lorg (invierno) 1363
Volumen efectivo del líquido VL= Vn/(E/100) m3 2801 De dimensiones 4650
Volumen efectivo del líquido verano 1747
Número de reactores 1
Volumen efectivo del líquido (Total) 2801
Area superficial
Velocidad de ascenso recomedable v m/h 0,8 De tabla 10-14 es 0.7
v m/d 18
A=Q/v m2 800,0
Sección circular
Diámetro D=(4A/3.1416)0.5 m 31,92
Sección rectangular
Relación largo-ancho (l/a)
1 l=a=(A)0.5 m 28,28
1,2 a=((A/2)0.5) m 23,2 De dimensiones 25
l=2a m 32,4 De dimensiones 30
3 a=((A/3)0.5) m 16,3
l=3a m 49,0
Altura total del reactor HT= HL + HG
Altura del líquido HL= VL/A m 3,5 De dimensiones 6.2
Altura para gas (2.5 a 3 m) HG m 2,5
HT m 6,0 De dimensiones 7.82
TIEMPO DE RETENCIÓN HIDRÁULICO
t = VL/Q d 0,195
hr 4,67
TIEMPO DE RETENCIÓN SÓLIDOS
DQO soluble en el efluente S=(1-%R/100)*So mg/l 187,2
%Sólidos volátiles no biodegradables en influente %SSV % 11,00 Por tanteos
nbSSVi= (%SSV)*SSVi/100 mg/l 11,385
DQO particulada que es biodegradable pDQO=0.5(TDQOi-So) mg/l 0
DQO total degradable en el influente S´o= So + pDQO mg/l 468
Producción de lodos Q*Xe g/d 134.525
TRS d 59,67 Por tanteos
Biomasa heterotrófica A=(Q*Y*(S´o-S))/(1+kd*TRS) g/d 115.935
Restos celulares B=(fs*kd*Q*Y*(S´o-S)*TRS)/(1+kd*TRS) g/d 31.132
Sólidos no biodegradables en influente C=Q*nbSSVi g/d 163.944
Producción de lodos PX,SSV =A + B + C = Q*Xe g/d 311.011
VERIFICACIÓN SI TRS ES ADECUADO
Coeficiente de biodegradación k= mm/Y mgDQO/mg SSV-d 4,375
DQO soluble en el efluente S= (Ks*(1+kd*TRS))/(TRS*(Y*k-kd)-1) mg/l 24,7
Fracción de DQO soluble remanente calculada DQOr,calc=S/So 0,053
Fracción de DQO remanente esperada DQOr,esp=1-%RDQOs/100 0,40
La fracción remanente calculada es menor a la esperada y por tanto el TRS es adecuado.
CONCENTRACIÓN APROXIMADA DE
SST EN LA ZONA DE BIOMASA DEL
REACTOR XSST= QXe*TRS/Vn g/l 3,7
PURGA DE LODOS
Pl = Qxe / XSST l/d 36615,0 878,8
PRODUCCIÓN DE METANO
DQO degradada DQOd=S´o-S mg/l 281
DQO removida con SO4 como reductor DQOsr=(%RDQO/100)*0.67*CSO4 mg/l 6,0
DQO utilizada por bacterias metanogénicas DQOmb=(DQOd-DQOsr)*Q mg/l 3.956.688
Factor de producción de metano a T de verano. FPCH4 l CH4/g DQO 0,381
Producción de metano T de verano. PCH4=FPCH4*DQOmb m3/d 1505,6
ENERGÍA PRODUCIBLE POR EL METANO
Densidad del CH4 a 35 oC d35 g/l 0,6346
Densidad del CH4 a 30 oC d30 g/l 0,6451
Factor de generación de energía Fener kJ/g 50,1
Energía producible Ener=Fener*d30*PCH4 kJ/d 4,87E+07
REQUERIMIENTOS DE ALCALINIDAD
Temperatura T oC 30
CO2 en la fase gaseosa % 35
Alcalinidad requerida Alc,r mg/l CaCO3 1.800
Alcalinidad en el agua residual Alc,ar mg/l CaCO3 100
Alcalinidad adicional Alc,ad mg/l CaCO3 1.700
Dosificación de CaCO3 DCaCO3=Q*Alc,ad kg/d 24.480
Cantidad de cal hidratada Ca(OH)2 kg/d 14.198
SISTEMA DE ALIMENTACION.
Area de influencia por cada tubo de alimentación m2/tubo 2,0
No. de tubos de alimentación N = A / área por tubo núm 400
Díámetro de tubos de alimentación D m 0,076
D pulg 2,99
CON BASE EN EJEMPLO METCALF AND EDDY, Pag. 1012
Desinfección.
El objetivo de la desinfección es reducir la carga de microorganismos patógenos y eliminar
los riesgos sanitarios durante la disposición final del agua tratada. Como indicadores de la
posible presencia de organismos patógenos en el agua se consideran a las bacterias
coliformes; mismas que presentan las características siguientes:
· Son más resistentes a la desinfección que las patógenas por lo que su ausencia
asegura la eliminación de las patógenas.
· Se detectan y cuantifican con mayor facilidad mediante procedimientos analíticos
relativamente sencillos de precisión adecuada.
· No se reproducen después de la desinfección.
· No se ven inhibidas en su crecimiento por la presencia de otras bacterias.
La eficiencia de la desinfección en general depende del tiempo de contacto, dosis, tipo de
desinfectante, pH, temperatura, número y tipo de bacterias, así como de la calidad del
agua.
