EFECTO DE LA TEMPERATURA EN EL DESEMPEÑO DE UN

EFECTO DE LA TEMPERATURA EN EL DESEMPEÑO DE UN SISTEMA DE
TRATAMIENTO DE EFLUENTES DE UNA INDUSTRIA PETROQUÍMICA
Sergio A. Martínez Delgadillo*.
Universidad Autónoma Metropolitana de Azcapotzalco. Profesor Investigador Titular, Ingeniero
Bioquímico del la E.N.C.B, del I.P.N.. Doctor de la Universidad Estatal de Campinas, Brasil, Consultor
Tecnológico. Ha publicado diferentes artículos y ha realizado presentaciones en diversos congresos
internacionales en el área de tratamiento de aguas residuales mediante métodos electroquímicos y
convencionales.Miembro del Sistema Nacional de Investigadores (SNI) y International Water Association.
Miguel A. Morales Mora.
Petroquímica Morelos S.A. de C.V.
Miriam G. Rodríguez Rosales.
Universidad Autónoma Metropolitana de Azcapotzalco
Felipe de J. Martínez Arizmendi
Director Petroquímica Morelos S.A. de CV.
Dirección postal del autor principal (*):Departamento de Energía, Av. San Pablo 180 – Col. Reynosa
Tamps., Azcapotzalco- CP 02200, México, D.F. MÉXICO.
Teléfono: +(52)53189044. Fax: +(52)5394 7378 e-mail: [email protected]
RESUMEN
La planta de tratamiento de aguas residuales del complejo petroquímico Morelos, se ubica en una zona
tropical donde las temperaturas ambientales y la alta temperatura que alcanza el aire a la salida del
compresor, del sistema de aireación del reactor biológico de la planta de tratamiento de lodos activados,
producen que en ciertos periodos del año, se alcancen temperaturas en el reactor biológico de hasta
o
40 C. Las altas temperaturas en el reactor afectan la actividad de los microorganismos, la transferencia
de oxigeno y las propiedades de sedimentación de los lodos biológicos, principalmente. El efecto de la
temperatura, frecuentemente no es tomado en cuenta en los modelos para evaluar el desempeño de los
sistemas de tratamiento de aguas residuales. En este trabajo se utilizó un modelo de remoción de
carbono por microorganismos heterótrofos, en el cual se introduce el efecto de temperatura. Con base en
el modelo, se obtuvo el comportamiento de diferentes parámetros tales como la DQO y la concentración
de biomasa (sólidos suspendidos volátiles), tanto en el reactor como en el sedimentador y la variación
del oxígeno disuelto en el reactor al operarlo a diferentes caudales de reciclo y purga. Con base en estos
resultados, es posible cambiar las condiciones de operación mediante el manejo de los caudales, con la
finalidad de desplazar la operación desde las condiciones reales hasta zonas de operación mejoradas, lo
que permite en algunos caos reducir el efecto de la temperatura y reducir los costos de operación
debidos a la aireación y al bombeo en diferentes periodos del año. Asimismo, se cumple con la calidad
del agua tratada exigida por la norma ambiental vigente.
Palabras Clave: aguas residuales, lodos activados, temperatura, planta petroquímica.
INTRODUCCION
La temperatura en ciertas zonas tropicales puede llegar a ser un efecto decisivo en la eficiencia de
remoción de contaminantes en los sistemas de tratamiento de aguas residuales. En muchos casos, este
efecto se agudiza debido al sistema de aireación utilizado en el biorreactor. Cuando se utilizan difusores,
la compresión provoca que la temperatura del aire a la salida del compresor se incremente, provocando
que la temperatura en el reactor también aumente. En el caso del sistema de aireación de la planta de
tratamiento de aguas residuales del un complejo petroquímico la temperatura que alcanza el aire a la
o
salida del compresor es de cerca de los 90 C, y el aire que llega al reactor biológico entra con una
o
temperatura cercana a los 60 C. Esto combinado con la temperatura del ambiente, que en esa zona
o
costera alcanza hasta 35 C en el verano, provoca que el licor mezclado en el reactor biológico, alcance
o
temperaturas cercanas o mayores a 40 C. Las altas temperaturas en el reactor afectan la actividad de
los microorganismos, la transferencia de oxigeno, las propiedades de sedimentación de los lodos
biológicos, principalmente. Pocos modelos introducen el efecto de la temperatura en el desempeño de
los sistemas de tratamiento de aguas residuales. En este trabajo se introduce en un modelo de remoción
de carbono por microorganismos heterótrofos, el efecto de temperatura en la velocidad específica de
crecimiento máxima (Raltkowky, et. al. 1991 and Heitzer, et al., 1991), con la finalidad de evaluar el
desempeño del sistema de tratamiento a diferentes temperaturas. También se introdujo el efecto que
tiene la temperatura en el coeficiente de transferencia de oxigeno (Eckenfelder, 2000). El modelo de
remoción de carbono fue validado con los resultados de DQO a la salida del reactor obtenidos durante
un periodo de operación de un año. Se obtuvieron las zonas de operación que permitan operar la planta
de tratamiento de aguas residuales mediante el manejo de los caudales de recirculación (Qr) y de purga
de lodos (Qw), de tal forma de que el sistema se vea lo menos afectado por el efecto de las temperaturas
extremas y que siempre alcance la concentración de demanda química de oxigeno (DQO) menor a los
100 mg/L con lo que es posible cumplir con la legislación vigente.
METODOLOGÍA
Se realizaron 4 muestreos diarios en el sistema de tratamiento de aguas residuales del complejo
petroquímico durante un año. Se evaluó a la entrada y salida del reactor biológico (con volumen de
3
operación de 15000 m ), la Demanda Química de Oxigeno soluble (DQO), el oxigeno disuelto (OD), los
sólidos suspendidos volátiles en el reactor (SSV) y en el sedimentador (SSVS) y el caudal, mediante
técnicas establecidas (APHA, 1995). El modelo utilizado para el sistema de lodos activados mediante
microorganismos heterótrofos fue el siguiente (Olsson and Newell, 2001):
Para remoción del substrato (DQO):
CO2
Qf

 
dS
µ
Q
S

=
S f − O S − max 
dt
V
V
Y
 K s + S   K OH + C O 2
(1)

 X + k d (1 − f n ) X


Para biomasa (SSV)
CO 2

 
dX
Q
Q
S

= r X r − O X + µ max 
dt
V
V
 K s + S   K OH + C O 2

 X − kd X


(2)
Para oxígeno disuelto
µ
dC O
CO
 S 
Q
Q
= f C O f − O C O − max 
 
dt
V
V
YO  K s + S   K OH + C O
2
2
2
2
2
2

 X + kla(C


O 2sat
− CO )
2
(3)
En el sedimentador la variación de sólidos suspendidos (SSVS) se describe por la ecuación (4),
asumiendo que no hay pérdida de sólidos suspendidos por el vertedero.
QU
QO
dX r
=
X r −
X
dt
VS
VS
Y:
QO = Q f + Qr
(4)
(5)
Donde:
3
3
t = tiempo (d), Qr = caudal de reciclo(m /d), QW = caudal de purga de lodos (m /d), Sf = DQO en el
afluente (mg/L), S = DQO en el reactor (mg/L), X= SSV en el reactor (mg/L), X r = SSV en el
sedimentador (mg/L), CO2f = oxigeno disuelto en el afluente (mg/L), CO2sat = concentración de saturación
O2 (mg/L), CO2 = oxigeno disuelto en el reactor (mg/L), KOH = coeficiente de saturación de oxigeno, YO2 =
2.03 = coeficiente de rendimiento de O2 (mg biomasa producidos /mg O2 consumidos) .
Para evaluar el efecto de la temperatura en la velocidad de crecimiento se utilizó la siguiente ecuación:
2
2
µmax = b (Tw-285) {1-exp[c(Tw-330.5)]}
2
(6)
-1
-1
-0.5
-1
donde: µmax = velocidad específica de crecimiento máxima(d ), b= 0.05 (K h ), c= 0.005 (K ) y Tw =
o
temperatura en el reactor ( K).
3
3
Las condiciones en el reactor son: Qf = m /d 7500 (caudal de entrada). V = 15000 m (volumen del
3
reactor) y VS = 750 m (volumen del sedimentador)
Los siguientes parámetros fueron obtenidos experimentalmente en 4 reactores continuos (Ramalho,
1996), que se trabajaron en el laboratorio del complejo petroquímico:
Ks = 30 mg/L (coeficiente de saturación de substrato)
fn = fracción de inertes = 0.1
-1
o
kd = 0.03 d (coeficiente de muerte a 20 C) =
= kd
20
1 . 05
( Tw − 20(corrección
)
por temperatura)
(7)
Y = 0.67 = coeficiente de rendimiento de biomasa (mg biomasa producidos/mg DQO consumido).
La siguiente ecuación se utilizó para corregir el coeficiente de transferencia de oxigeno (kla) por
temperatura:
(8)
kla = kla 20 1 . 02 ( Tw − 20 )
o
-1
kla20 = coeficiente de transferencia de oxigeno a 20 C (d )
El sistema de las cuatro ecuaciones diferenciales no lineales presentadas (1 a 4), que se resolvieron
mediante el método de Runge-Kutta.
La figura 1 muestra los resultados obtenidos mediante el modelo de remoción de carbono (DQO) y su
comparación con los resultados de la planta en operación. Se muestran 5 diferentes escenarios que
dependen de las diferentes condiciones de operación de la planta donde varió la temperatura y los
diferentes caudales durante todo el año. Se observa que el modelo se considera validado debido a que
representa adecuadamente lo que ocurre en la planta.
DQO (mg/L)
modelo de remoción DQO
o
datos de operación
Tiempo (d)
Figura 1. Modelo dinámico para remoción de la DQO y datos reales de la planta
RESULTADOS
Con base al modelo anterior se obtuvo el comportamiento de la planta para diferentes condiciones de
operación, es decir, diferentes temperaturas, diferentes caudales de reciclo y de desecho, con lo que se
pueden obtener las diferentes zonas de operación. El manejo de los caudales permite obtener una DQO
a la salida a concentraciones que son requeridas por la legislación vigente. Las figuras 2 y 3 muestran
dos gráficos de densidad las zonas de operación a diferentes temperaturas en los cuales se observa la
3
variación de la DQO en el efluente para dos condiciones diferentes de caudal de desecho, Qw =400 m /d
3
y de 800 m /d, respectivamente.
DQO < 100 mg/L
Figura 2.Grafico de densidad para la DQO a diferentes temperaturas y caudales
de reciclo, a Qw =400 m3/d
La línea punteada muestra la concentración DQO del efluente de 100 mg/L a diferentes condiciones de
3
temperatura y caudal de reciclo. Se observa que para el caso del caudal de desecho a 400 m /d (figura
2), la zona de operación (concentraciones de DQO ≤ 100 mg/L) es mayor que cuando la planta opera
3
con Qw= 800 m /d.
DQO < 100 (mg/L)
Figura 3 .Grafico de densidad para la DQO a diferentes temperaturas y caudales
de reciclo, a Qw =800 m3/d
Esto significa que a casi todas las temperaturas y caudales de reciclo el sistema producirá un efluente
con una DQO menor o igual a 100 mg/L, a diferencia de cuando se opera con un caudal de desecho de
3
800 m /d. Esto se debe a que al operar con menor caudal de desecho las concentraciones de SSV en el
reactor y en el sedimentador se incrementan a las diferentes condiciones, como lo muestran los gráficos
de las figuras 4 y 5 respectivamente.
Figura 4. Concentración de sólidos suspendidos volátiles en el reactor (SSV) a
diferentes temperaturas y caudales de reciclo al operar con caudales de
desecho (Qw) de 400 m3/d y 800 m3/d.
Figura 5. Concentración de SSV en el sedimentador al operar a diferentes
caudales de purga (Qw)
La temperatura, como ya se señaló, afecta el proceso. Esto se aprecia mejor cuando se se opera a 800
3
m /d (figura 3), donde se observa a temperaturas extremas, se requerirá mayor caudal de reciclo para
compensar la caída en la actividad de los microorganismos por el efecto de la temperatura.
El aumento en el reciclo incrementa la concentración de biomasa en el reactor y por lo tanto se alcanza
3
la DQO ≤ 100 mg/L. En el caso del caudal de desecho de 400 m /d, el efecto no es tan grande debido a
que al desechar menos microorganismos siempre se tienen altas concentraciones, amortiguando el
efecto de la temperatura sobre la perdida en su actividad. Es importante señalar que aunque es menor la
zona de operación en el segundo caso, la concentración de SSV en el sedimentador (SSVS) es mucho
3
menor que al operar con 400 m /d, como se muestra en la figura 5. Esto es muy importante ya que a
altas concentraciones en el sedimentador se puede tener una cama de lodos muy grande, por lo que es
muy probable que los lodos biológicos puedan salir por el vertedero, produciendo un agua residual
tratada con baja calidad debido a la presencia de sólidos suspendidos.
Figura 6. Variación del oxigeno disuelto en el reactor (O.D.) a diferentes
temperaturas y caudales de reciclo al operar con caudales de desecho de
400 m3/d y 800 m3/d.
Además, en el sedimentador se pueden tener problemas de generación de nitrógeno y flotación de lodos.
El efecto también se refleja en la concentración de oxígeno disuelto, como lo muestra la figura 6, donde
se observa que al disminuir la velocidad de crecimiento de la biomasa por las temperaturas extremas, se
tiene menor velocidad de consumo de oxígeno por lo que la concentración de oxígeno disuelto en el
3
reactor aumenta. En este caso, también el efecto es mayor a 800 m /d, debido a que a un caudal de
3
purga de 400 m /d se tiene una mayor concentración de microorganismos en el reactor, los cuales
incrementan el consumo de oxígeno, manteniéndose la concentración en el reactor a menor valor que en
el caso de un mayor Qw.
Figura 7. Grafico de contorno para la DQO, SSV y SSVS a diferentes temperaturas
y caudales de reciclo, a Qw = 400 m3/d
La combinación de los diferentes parámetros (DQO, SSV en el reactor y en el sedimentador), se muestra
en la figura 7 y 8, donde se observan las líneas de contorno para las diferentes condiciones de
operación. Es importante señalar que aunque no se muestran las líneas de contorno de la concentración
de oxígeno disuelto en el reactor, éste se mantiene en ambos casos a valores mayores a 3.3 mg/L, lo
3
que asegura una buena aireación para ambos casos. Se observa que para 400 m /d, solo hay una
3
o
pequeña zona de caudales de reciclo (entre 1000 y 1600 m /d) y a temperaturas mayores a 32 C, donde
los sólidos en el reactor (SSV), se mantienen menores a 4000 mg/L (valor máximo para una adecuada
operación del reactor aireado), sin embargo la concentración de sólidos en el sedimentador (SSVS), será
mayor a los 19000 mg/L, concentración mayor al limite de 13000 mg/L el cual se fijó para evitar que se
3
presenten los problemas de sedimentación anteriormente descritos. Para el caso de 800 m /d (figura 8),
las líneas de contorno muestran que aunque la zona de operación para obtener un afluente con una
DQOχ100mg/L (zona sombreada), es menor que para el caso anterior sin embargo, la operación será
o
o
3
3
factible para temperaturas entre 31 C y 41 C y caudales de reciclo entre 1600 m /d y 3000 m /d, debido
a que la concentración de sólidos en el reactor (SSV) se pueden mantener a valores menores a 4000
mg/L así como los concentración de sólidos en el sedimentador (SSVS) menores a 13000 mg/L. Con
base en el modelo propuesto se puede corregir la operación cuando se tienen diferentes escenarios de
operación (diferentes épocas del año, cambios en los caudales, aumento en la concentración de
contaminantes, entre otros cambios).
Zona de
operación
Figura 8 .Grafico de contorno para DQO, SSV y SSVS a diferentes temperaturas
y caudales de reciclo, a Qw = 800 m3/d.
Esto se puede realizar modificando los caudales de reciclo y purga para llevar el sistema hacia un
operación adecuada que nos permita alcanzar los niveles de DQO en el efluente exigidos por la
legislación ambiental. La condiciones para una adecuada operación de la planta se fijaron con base en
los límites de DQO χ100 mg/L, SSV en el reactor χ 4000 mg/L, SSVS en el sedimentador χ 13000 mg/L y
concentraciones de oxígeno σ 2,2 mg/L. Estas condiciones permiten operar la planta en condiciones
adecuadas sin problemas de deficiencia de oxigeno y sin problemas de sedimentación. La figura 9
muestra la gráfica para las condiciones de operación de la planta que se encontraron en cierta época del
año las cuales se definieron como condiciones reales (X) y las condiciones mejoradas (O), las cuales
cumplen con los límites anteriormente fijados para una operación adecuada. y se obtuvieron con base en
el modelo de este trabajo. La figura muestra el gráfico de contorno para el escenario en condiciones de
o
3
3
operación reales (X) a una temperatura de 32.5 C con un Qr =1500 m /d y un Qw = 950 m /d la DQO que
se tiene es de 171.41 mg/L, los SSV = 2680 mg/L, SSVS =9627 mg/L y DO= 4.22 mg/L. Como se
observa, la DQO es mayor a los 100 mg/L, por tal razón se desplaza la operación a las condiciones
3
3
mejoradas (O), mediante la variación de los caudales Qw a 750 m /d y Qr a 1500 m /d como lo señala la
flecha, con lo que se alcanzan los siguientes parámetros: DQO = 93.5 mg/L, SSV= 3150 mg/L, SSVS =
12323 mg/L y OD =3.98 mg/L. Al disminuir el caudal de desecho se incrementa la concentración de
microorganismos en el sedimentador y en el reactor, por lo tanto el O.D. en el reactor también disminuye.
Como se observa, simplemente al reducir el caudal de desecho se alcanza la concentración de DQO
permitida, además de que se reduce el bombeo en un 21 %.
Figura 9. Gráfico de la variación de la DQO en función de Qw y Qr a Tw =32.5 oC .
(X) Operación real. (O) Condiciones de operación mejoradas.
CONCLUSIONES
Mediante este modelo se pueden modificar las condiciones de operación de la planta mediante el cambio
en el caudal de reciclo y de purga, en diferentes periodos del año, con lo que es posible obtener un agua
residual de calidad tal que se cumpla con las normas ambientales vigentes, además se puede optimizar
la operación para reducir costos de operación debido a la aireación y al bombeo.
Agradecimientos. – Los autores agradecen el apoyo para la realización del presente estudio al Ing.
Lorenzo Aldeco Ramirez., Subdirector de Operaciones de PEMEX-Petroquímica.
REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS
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treatment process. IWA Publishing. U.K., 342 pp.
Eckenfelder, W. (2000). Industrial water pollution control. Environmental. Engineering Series.
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Heitzer, A., Hans-Peter E., Reichert, P. and Hamer, G. (1991). Utility of phenomenological
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Ramalho, R. (1999). Tratamiento de aguas residuales. Ed. Reverté. Spain, 702 pp.
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