Tema . Procesos biológicos de cultivo en

ÁREA DE TECNOLOGÍAS DEL MEDIO AMBIENTE
Prof. Dr. José Antonio Perales Vargas-Machuca
Tema . Procesos biológicos de cultivo en suspensión aerobio
1. Introducción.
2. El proceso de lodos activos.
2.1. Análisis de un lodo activo tipo completa con recirculación.
2.1.1. Tiempo hidráulico de residencia y tiempo de retención celular.
2.1.2. Volumen de la cuba de aireación.
A) Caudal y concentración de substrato del influente.
B) Concentración de substrato del efluente.
C) Parámetros cinéticos.
D) El tiempo de retención celular.
E) Concentración de microorganismos en la cuba de aireación.
2.1.3. Cantidad de lodos a purgar. Fangos en exceso.
2.1.4. Caudal de recirculación de lodos.
2.2. Aireación.
2.2.1. Tipos de sistemas de aireación.
A) Aireación con difusores.
B) Aireación mecánica.
2.2.2. Determinación de las necesidades de oxígeno del sistema.
A) Necesidades teóricas de oxígeno necesarias para la metabolización de la materia orgánica.
B) Capacidad de transferencia de oxígeno del sistema de aireación.
2.3. Tipos de procesos de fangos activos.
2.3.1. Lodos activos de carga másica media en reactor mezcla completa.
2.3.2. Lodos activos de carga másica media en reactor flujo pistón.
2.3.3. Proceso de lodos activos tipo aireación prolongada.
2.3.4. Proceso de lodos activos de alta carga másica.
1. Introducción.
Los procesos biológicos de cultivo en suspensión aerobio, consisten en provocar el desarrollo de un cultivo en
suspensión de microorganismos aerobios capaces de asimilar la materia orgánica biodegradable presente en el agua
residual, y a través de procesos biológicos de síntesis, oxidación y endogénesis, producir su eliminación del influente
líquido. Los principales procesos de tratamiento de cultivo en suspensión son el proceso de lodos activos, las lagunas
aireadas, y el proceso de digestión aerobia de lodos. De todos ellos, el proceso de lodos activos es el más ampliamente
utilizado con diferencia, por ello en el presente Tema se centra en el análisis de este tipo de procesos desde la óptica
de eliminación del material orgánico biodegradable. Cabe decir que en función de los parámetros de operación,
mediante los sistemas de lodos activos es posible también la transformación del nitrógeno amoniacal en nitratos
(nitrificación), pero este es un aspecto que se tratará junto con la desnitrificación biológica (transformación de nitratos en
nitrógeno atmosférico) en el Tema 14.
2. El proceso de lodos activos.
En la mayoría de los procesos de lodos activos se van a potenciar los procesos biológicos de síntesis y oxidación de la
materia orgánica, si bien en algunos casos ( procesos de baja carga másica) se van a potenciar más los procesos de
endogénesis.
En el caso de las reacciones de oxidación se obtienen unos productos finales estables inertes (H2O, CO2, etc.), y en el
proceso de síntesis, nuevos microorganismos, los cuales pueden separarse fácilmente por decantación posterior del
agua, siempre y cuando no crezcan de forma dispersa sino floculenta.
En los procesos de respiración endógena se va a producir una oxidación de parte del material celular sintetizado, bien
por consumo de reservas, bien debido a la muerte del microorganismos, oxidación que va a dar lugar a la formación de
productos estables inorgánicos como CO2, H2O y material orgánico residual no biodegradable.
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El proceso (Figura 1) se lleva a cabo generalmente en un gran tanque aireado (cuba de aireación), donde las aguas
residuales y los microorganismos permanecen en contacto durante algunas horas. La mezcla fluye después a un tanque
de decantación, donde los flóculos microbianos sedimentan y el agua residual tratada fluye por el rebosadero del
decantador.
Los flóculos acumulados en el fondo del tanque de sedimentación se extraen en forma de lodo: una parte se recircula al
tanque de aireación, para mantener el proceso, mientras que el exceso de lodo, producido por el crecimiento
microbiano, debe ser eliminado (lodos biológicos o secundarios en exceso). La fracción purgada en un sistema en
estado estacionario se corresponde al crecimiento de la población de microorganismos.
Cuba de aireación
Tanque de decantación
Aire
Agua residual
tratada
Agua residual
Lodos recirculados
Lodos en exceso
Figura 1. Esquema del proceso de lodos activos
El nivel o población al cual se debe mantener la masa biológica depende de la eficiencia deseada del tratamiento.
Normalmente, la población de biomasa utilizada en el proceso es elevada, lo que conlleva que en unos tiempos
reducidos, tenga lugar la eliminación de cantidades importantes de DBO.
En la naturaleza, el papel clave de las bacterias es descomponer la materia orgánica producida por otros organismos
vivientes. En el proceso de fangos activos, las bacterias son los microorganismos más importantes, ya que son los
causantes de la descomposición de la materia orgánica del influente.
En tanto que las bacterias son los microorganismos que realmente degradan el residuo orgánico del influente, las
actividades metabólicas de otros microorganismos son igualmente importantes en el sistema de fangos activos, por
ejemplo, los protozoos y rotíferos actúan como depuradores de los efluentes. Los protozoos consumen las bacterias
dispersas que no han floculado y los rotíferos consumen cualquier partícula biológica pequeña que no haya
sedimentado.
Por otro lado, del mismo modo que es importante que las bacterias asimilen la materia orgánica tan rápidamente como
sea posible, también lo es que formen un flóculo adecuado, puesto que ello es un requisito previo para la separación de
los sólidos biológicos en la instalación de sedimentación.
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2.1. Análisis de un lodo activo tipo mezcla completa con recirculación.
En este apartado se va a desarrollar un modelo que nos permita bien predecir el comportamiento del sistema, bien
dimensionarlo. Para ello es preciso tener en cuenta una serie de consideraciones previas:
1. El sistema se encuentra en estado estacionario, esto es que las concentraciones y caudales de todos los flujos
del sistema permanecen constantes en el tiempo.
2. La concentración de oxígeno disuelto, microorganismos, DBO, etc.. es la misma en cualquier diferencial de
volumen de la cuba de aireación, puesto que partimos de que el tipo de reactor es mezcla completa.
3. La concentración de microorganismos en el influente del proceso biológico (X0) resulta despreciable en
comparación con la concentración de microorganismos dentro del proceso biológico de tratamiento.
4. El proceso biológico de depuración (oxidación, síntesis y endogénesis) solamente ocurre en la cuba de
aireación y no en el decantador. Esta asunción conduce a un modelo conservativo, puesto que en algunos
sistemas pueden darse procesos biológicos en el decantador.
5. El volumen utilizado en el cálculo del tiempo hidráulico de residencia del sistema incluye solamente el volumen
de la cuba de aireación.
Q0 S0 X0
Qe Se Xe
Vd
V Se X
Qr Sr Xr
Qw Sw Xw
Figura 2. Volúmenes, caudales y concentraciones de microorganismos y substrato en un proceso de lodos activos.
2.1.1. Tiempo hidráulico de residencia y tiempo de retención celular.
Dos parámetros o conceptos que van a resultar cruciales en el desarrollo del análisis del reactor mezcla completa con
recirculación, van a ser el tiempo hidráulico de residencia (θ) y el tiempo de retención celular (θc).
El tiempo hidráulico de residencia de un reactor es el tiempo necesario para que un reactor de volumen V se llene
cuando recibe un caudal Q de un fluido. También puede concebirse como el tiempo que tarda un diferencial de volumen
del influente en salir del tanque (en estado estacionario).
En el caso que nos ocupa, el tiempo hidráulico de residencia de nuestro sistema (Figura 2) sería:
θs =
(V + Vd )
Q0
(ec. 1)
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Donde:
V = Volumen de la cuba de aireación (m3)
Vd = Volumen del decantador (m3)
Q0 = Caudal del influente (m3/h)
Mientras que el tiempo hidráulico de residencia en el reactor sería:
θ=
V
Q0
(ec. 2)
En cuanto al tiempo de retención celular (θc), también conocido como edad del lodo, se trata del el tiempo que
permanecen los microorganismos en el sistema antes de salir del mismo, bien por el efluente (Qe · Xe), bien por la purga
de lodos (Qw · Xw).
En nuestro sistema (Figura 2), el tiempo de retención celular es el cociente entre el contenido total de microorganismos
en la cuba de aireación y la velocidad de salida de microorganismos del sistema.
θc =
V ·X
(Qe · X e + Q w · X w )
(ec. 3)
Donde:
X = Concentración de microorganismos en la cuba de aireación (Kg/m3)
Qe = Caudal del efluente (m3/d)
Xe = Concentración de microorganismos en el efluente (Kg/m3)
Qw = Caudal de purga de lodos (m3/d)
Xw = Concentración de microorganismos en la purga de lodos (Kg/m3)
2.1.2. Volumen de la cuba de aireación.
Si realizamos un balance de materia a los microorganismos a la parte del sistema englobado por la línea discontínua en
la Figura 2 tenemos:
Velocidad
de aporte de
microorganismos
al sistema
Velocidad
de entrada de
microorganismos
al sistema
+
Velocidad
de generación de
microorganismos
en el sistema
=
=
Velocidad
de eliminación de
microorganismos
del sistema
Velocidad
de muerte de
microorganismos
en el sistema
+
+
Velocidad
de acumulación de
microorganismos
en el sistema
Velocidad
de salida de
microorganismos
del sistema
(Q0 · X 0 ) + (rg · V ) = (rd · V ) + (Qe · X e + Qw · X w ) +  dX

·V 
 dt

+
Velocidad
de acumulación de
microorganismos
en el sistema
(ec. 4)
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Donde:
X0 = Concentración de microorganismos en el influente (Kg SSV / m3)
rg = Velocidad de crecimiento de los microorganismos ( Kg SSV / m3 · día)
rd = Velocidad de desaparación de microorganismos por respiración endógena ( Kg SSV / m3 · día)
dX
= Velocidad de acumulación de microorganismos en el sistema ( Kg SSV / m3 · día)
dt
Si consideramos que:
a) La concentración de microorganismos en el influente es prácticamente cero (X0 ≈ 0)
b) Nos encontramos en estado estacionario (
dX
= 0)
dt
c) Y que la velocidad neta de crecimiento microbiano (r’g) es igual a la velocidad de generación o crecimiento (rg)
menos la de muerte o endogénesis (rd) (ver ecuación 10.8 del Tema 10).
Nos queda que:
r' g
X
=
(Qe · X e + Q w · X w )
V ·X
(ec. 5)
Donde:
r’g = Velocidad neta de crecimiento de los microorganismos ( Kg SSV / m3 · día)
Y como hemos visto en la definición de tiempo de retención celular ( ecuación 3), nos queda que:
r' g
X
=
1
θc
(ec. 6)
Donde:
θc = Tiempo de retención celular o edad del lodo (días)
Sustituyendo la velocidad neta de crecimiento de microorganismos (r’g) por la expresión 10.11 obtenida en el Tema
anterior:
r ' g = −Y ·rsu − k d · X
(ec. 10.11)
Donde:
Y = Coeficiente de rendimiento biomasa-substrato (Kg SSV/Kg DBO5)
rsu = Velocidad de consumo de substrato (Kg DBO5 / m3 · día)
kd = Constante cinética de endogénesis (d-1)
Nos queda que:
r 
= −Y · su  − k d
θc
X 
1
(ec. 7)
Realicemos a continuación un balance de materia al substrato (materia orgánica biodegradable soluble) a la parte del
sistema englobado por la línea discontinua en la Figura 2, tendremos:
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Velocidad
de aporte de
substrato
al sistema
Velocidad
de entrada de
sustrato
al sistema
=
=
Velocidad
de eliminación de
substrato
en el sistema
Velocidad
de consumo de
sustrato
en el sistema
+
+
Velocidad
de acumulación de
substrato
en el sistema
Velocidad
de salida de
sustrato
del sistema
+
Velocidad
de acumulación de
sustrato
en el sistema


  dS 
· V  + (Qe ·S e + Qw ·S w ) +   
· V 
  dt  CON 
  dt  ACUM 

(Q0 ·S 0 ) =   dS 
(ec. 8)
donde:
So = Concentración de substrato en el influente (Kg DBO5 / m3)
Se = Concentración de substrato en el efluente (Kg DBO5 / m3)
So = Concentración de substrato en la purga de lodos (Kg DBO5 / m3)
 dS 
  = Velocidad de desaparación de substrato por procesos biológicos ( Kg DBO5 / m3 · día)
 dt  CON
 dS 
= Velocidad de acumulación de substrato en el sistema ( Kg DBO5 / m3 · día)
 
 dt  ACUM
Considerando:
 dS 
= 0)

 dt  ACUM
a) Que nos encontramos en estado estacionario ( 
b) Que dado que el término substrato engloba la materia orgánica biodegradable soluble podemos afirmar que
Sw = Se
c) Que Qe + Qw = Q0
Nos queda que:
Q ·(S − S e ) (S 0 − S e )
 dS 
= 0 0
=
 
θ
V
 dt  CON
(ec. 9)
Pero tenemos que según la ecuación 10.6, presentada en el Tema anterior:
rsu = −
dS
dt
(ec. 10.10)
Con lo que nos quedaría que:
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rsu = −
(S 0 − S e )
θ
(ec. 10)
Sustituyendo esta expresión obtenida del balance de masa para el substrato, en la expresión 7 obtenida del balance de
masas para los microorganismos tenemos:
  (S0 − Se ) 

θ
1
 −
= Y · 
kd
θc
X



(ec. 11)
Despejando el volumen del reactor del tiempo hidráulico de residencia de esta ecuación obtenemos que:
V =
Q0 ·Y ·θ c ·(S 0 − S e )
X ·(1 + θ c ·k d )
(ec. 12)
Esta expresión nos va a permitir calcular el volumen de la cuba de aireación de un procesos biológico de cultivo en
suspensión aerobio tipo mezcla completa con recirculación, pero para ello necesitaremos conocer todos los términos
incluidos en la misma.
A) Caudal y concentración de substrato del influente.
Los términos Q0 y S0, esto es el caudal y la concentración de DBO soluble del influente son datos del problema a
solucionar y por lo tanto conocidos. Hay que tener especial cuidado con el caudal que se utiliza en aquellos casos en
los que éste sea variable, como puede ocurrir con determinados efluentes industriales procedentes de una línea de
tratamiento que carezca de homogeneizador así como con la mayoría de los efluentes de origen urbano que presentan
fuertes variaciones diarias, semanales y estacionales de caudal. Normalmente, los caudales a utilizar para el
dimensionamiento de la cuba de aireación es el caudal medio diario, o caudal medio en 24 horas obtenidos a partir de
datos de todo un año. En cuanto a la concentración de substrato se suele emplear la concentración media diaria. No
obstante, una vez dimensionada la cuba de aireación y el decantador, resulta necesario comprobar mediante el modelo,
su comportamiento en situaciones de caudales y cargas contaminantes máximas horarias y diarias respectivamente
(percentil 99).
B) Concentración de substrato del efluente.
El término Se o DBO5 soluble en el efluente viene determinado por:
Las características que éste ha de cumplir para un correcto funcionamiento del equipo o sistema de
tratamiento posterior.
Los límites incluidos en la autorización de vertido, los cuales a su vez van a venir condicionados por el medio
receptor del vertido (aguas continentales, marinas o colector municipal).
En este último supuesto, hay que tener en cuenta que los valores límite de DBO5 que suele incluirse en los límites de
las autorizaciones de vertido, así como en la normativa vigente se refieren a DBO5 total (DBO soluble + DBO
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particulada) por lo que a la hora de establecer el valor objetivo de DBO5 de salida (Se) no se puede adoptar el valor
límite establecido.
C) Parámetros cinéticos.
Los valores de los parámetros cinéticos, coeficiente de rendimiento biomasa-substrato (Y) y constante de endogénesis
(kd), dependen de la naturaleza del agua residual, concretamente de la cinética de biodegradación de la materia
orgánica, de la temperatura y de las condiciones de operación. Sus valores se pueden determinar experimentalmente,
junto con los valores de la velocidad máxima específica de crecimiento (µmax) y de la constante de saturación (Ks). O
bien pueden obtenerse de la bibliografía.
D) El tiempo de retención celular.
A partir de las expresiones 10.14 y 10 obtenemos que:
rsu =
rsu =
− µ max · X ·S e
Y ·( K s + S e )
− µ max · X ·S e − (S 0 − S e )
=
θ
Y ·( K s + S e )
− (S 0 − S e )
θ
Sustituyendo la concentración de microorganismos en la cuba de aireación X por la expresión obtenida a partir de la
ecuación 12 y despejando el término Se se obtiene:
Se =
K s ·(1 + θ c ·k d )
θ c ·(µ max − k d ) − 1
(ec. 13)
Si representamos gráficamente Se en función de θc obtenemos la Figura 3
400
350
Se (mg/L)
300
250
200
Ks
kd
Y
So
µmax
100 mg/L
0.16 d-1
0.6 mg / mg
400 mg/L
6 d-1
150
100
50
0
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2
Tiempo de retención celular (d)
Figura 3. Influencia del tiempo de retención celular (θc) sobre la concentración de substrato del efluente (Se).
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Como se puede ver, la concentración del efluente está directamente relacionado con el tiempo de retención celular.
También se puede observar como existe un cierto valor de θc por debajo del cual no se produce estabilización alguna
del residuo. Este valor crítico de θc se conoce como tiempo de retención celular mínimo, (θcM)y es el tiempo de
retención celular por debajo del cual la velocidad de extracción de microorganismos del sistema supera la velocidad de
crecimiento de los mismos, y por la tanto de produce un “lavado del reactor”, esto es, una eliminación de los
microorganismos del sistema.
Para asegurar un tratamiento adecuado, los sistemas de tratamiento biológico de cultivo en suspensión se suelen
proyectar y hacer funcionar con valores de θc de 2 a 20 veces superiores a θcM. De hecho la relación entre θc y θcM se
puede considerar un factor de seguridad del proceso. En la práctica se suelen utilizar valores de tiempos de retención
celular del orden de 1 a 5 días para climas o estaciones templadas y hasta 15 días para el caso de bajas temperaturas.
La utilización de estos tiempos de retención celular permiten que en los tanques de aireación tengan lugar procesos de
nitrificación, u oxidación biológica de amonio a nitratos, los cuales deben tenerse en cuenta a la hora de diseñar estos
procesos biológicos como se verá con más detalle en el Tema 14. Existen variaciones del proceso de lodos activos tipo
mezcla completa, como es la aireación prolongada, que como se verá más adelante utiliza valores superiores de
tiempos de retención celular, debido a que uno de los objetivos adicionales de este tipo de sistema es la producción de
lodos más estables y en menores cantidades.
E) Concentración de microorganismos en la cuba de aireación.
Una vez que se ha seleccionado un valor de diseño para θc, es preciso elegir un valor de X o concentración de
microorganismos en el fluido del interior de la cuba de aireación, conocido también como Licor Mixto. La elección de un
valor adecuado del parámetro X no es un ejercicio trivial, puesto que de él van a depender muchos aspectos
relacionados con el correcto funcionamiento del sistema, como por ejemplo:
Una correcta transferencia de oxígeno al sistema. Valores excesivamente elevados de la concentración de
sólidos en suspensión en el licor mixto van a provocar una disminución del coeficiente de transferencia de
oxígeno y por lo tanto bien un excesivo consumo de energía en aireación o bien una oxigenación insuficiente
que puede limitar la velocidad del proceso.
Un aumento de la concentración de sólidos en suspensión a la salida del decantador. Este hecho puede
deberse a dos razones; por un lado, una elevada concentración de microorganismos en el licor mixto hace que
aumente la carga de sólidos en el decantador secundario y puede provocar descensos en el rendimiento del
equipo.
Por otra parte, la concentración de microorganismos en el licor mixto forma parte de un parámetro que incide
directamente sobre la decantabilidad de los flóculos biológicos, la carga másica o relación alimento – microorganismos
(A/M).
La carga másica se define como:
Cm =
A S 0 · Q0
=
M
X·V
(ec. 14)
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Esto es, la relación entre la carga orgánica que recibe el sistema (Kg DBO/día) y la cantidad de microorganismos que
hay en la cuba de aireación (Kg SS ó Kg SSV). Dicho de otro modo, la carga másica viene a decirnos cuanto substrato
hay disponible por unidad de biomasa en el reactor.
En cuanto a la decantabilidad de los flóculos biológicos formados durante el proceso biológico, ésta se suele medir
mediante el Índice Volumétrico de Lodos (IVL) que es el volumen ocupado por 1 gr. de flóculos biológicos (sólidos en
suspensión), después de dejar sedimentar el licor mixto durante 30 minutos. Así, cuanto menor sea este índice, mejor
decantan los flóculos biológicos, se considera que un flóculo presenta una muy buena decantabilidad cuando el IVL se
encuentra por debajo de los 100 mL/gr.
En la Figura 4 se puede observar la relación existente entre la decantabilidad de los flóculos biológicos (IVL) y la carga
másica.
600
500
IVL
400
300
200
100
0
0
0.5
1
1.5
2
2.5
Cm (Kg DBO5)/(Kg SS · día)
Figura 4. Variación del índice volumétrico de lodos (IVL) con la carga másica
Podemos observar como la curva presenta tres mínimos que se corresponden con los tres rangos de carga másica bajo
los cuales es posible operar los sistemas de lodos activos, y que a su vez nos permite clasificar este tipo de proceso
biológico de cultivo en suspensión en sistemas de baja, media y alta carga másica. El operar con valores fuera de estos
tres rangos conlleva valores elevados del IVL y por lo tanto menor sedimentabilidad del lodo, que a su vez se traduce en
un aumento de la concentración de sólidos en suspensión en el efluente del decantador secundario.
2.1.3. Cantidad de lodos a purgar. Fangos en exceso.
El conocimiento de la producción diaria de fango es importante puesto que afecta al diseño y operación de las
instalaciones de tratamiento y evacuación del fango en exceso. Por otra parte, la purga de fangos va a ser un elemento
de control del proceso durante su operación, puesto que va a determinar tanto el tiempo de retención celular del
sistema, como la concentración de microorganismos en el licor mixto ( y por lo tanto la carga másica).
Para poder calcular los lodos a purgar es preciso especificar que los lodos producidos en el proceso van a contener:
Los flóculos biológicos producidos durante el proceso biológico de síntesis en la cuba de aireación
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Material inorgánico y orgánico inerte no biodegradable procedente del influente al sistema
Para poder estimar la cantidad de lodos a purgar del sistema hemos de hacer un balance de materia a los sólidos en
suspensión para los límites del sistema representados en la Figura 2, y obtenemos
Q0 SS0
Qe X’e
V X’
Qr X’r
Qw X’w
Figura 2. Volúmenes, caudales y concentraciones de sólidos en suspensión en un proceso de lodos activos.
Velocidad
de aporte de
sólidos
al sistema
Velocidad
de entrada de
sólidos
al sistema
+
=
Velocidad
de generación de
sólidos
en el sistema
Velocidad
de eliminación de
sólidos
en el sistema
=
Velocidad
de salida de
sólidos
del sistema
Velocidad
de acumulación de
sólidos
en el sistema
+
+
Velocidad
de eliminación
de sólidos
del sistema
+
Velocidad
de acumulación de
sólidos
en el sistema
 dSS 0
  dSS

· V) + 
· V

 dt
  dt
Q0·SS0 + (rg · V · 1.25 ) = (Qe · X´e + Qw · X´w) + (rd · V · 1.25 + 
Donde:
SS0 = Concentración de sólidos en suspensión en el influente (Kg SS/m3)
1.25 = Factor de conversión de SSV a SS
X´w = Concentración de sólidos en suspensión en la purga de lodos (Kg SS / m3)
X´e = Concentración de sólidos en el efluente (Kg SS / m3)
dSS 0
= velocidad de metabolización microbiana de los sólidos en suspensión en el influente (Kg SS/m3 · d)
dt
dSS
dt = Velocidad de acumulación de la concentración sólidos en suspensión en el sistema (Kg SS/m3 · d)
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Reorganizando términos tenemos:
 dSS 0

 dSS

· V  ) + (rg · V · 1.25 – rd · V · 1.25) = (Qe · X´e + Qw · X´w) + 
· V
 dt

 dt

(Q0 · SS0 - 
Pero sabemos que:
r’g = rg - rd
Y denotamos por:
 dSS 0

· V
 dt

Pss = Q0 · SS0 - 
Px = r’g · V · 1.25
Donde:
Px = Producción de microorganismos en el lodo activo (Kg SS / día)
PSS = Carga de sólidos en suspensión no metabolizados del influente (Kg SS / día)
Con lo que nos queda que:
 dSS

· V
 dt

PSS + Px = (Qe · X´e + Qw · X´w) + 
(ec. 15)
Considerando que:
 dX

= 0  y que
 dt

•
estamos en estado estacionario 
•
Q e = Q o - Qw
El caudal de lodos a purgar será de:
Qw =
PSS + Px − Q 0 ·X e
(X w − X e )
(ec. 16)
Analicemos los diferentes términos de esta expresión
Px = Producción de microorganismos en el lodo activo
La producción diaria de flóculos biológicos fruto del proceso de síntesis de los microorganismos en la cuba de aireación
puede calcularse mediante la siguiente expresión:
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Px = r’g · V · 1.25
(ec. 17)
A partir de las expresiones 6 y 12 sabemos que :
r'g =
V =
X
θc
Q0 ·Y ·θ c ·(S 0 − S e )
X ·(1 + θ c ·k d )
(ec. 6)
(ec. 12)
Sustituyendo ambas en la ecuación 7 obtenemos que:
PX =
Y · Q0 ·(S 0 − S e )
· 1.25
(1 + θ c ·k d )
(ec. 18)
PSS = Carga de sólidos en suspensión no metabolizados del influente
El material particulado que entra en el reactor biológico procedente del influente va a ser eliminado en el lodo activo a
través de procesos de adsorción sobre los flóculos biológicos, para seguidamente, la fracción biodegradable ser
asimilada y descompuesta por los microorganismos.
La fracción no biodegradable de los sólidos en suspensión del influente constituida por material inorgánico más el
orgánico no biodegradable, es un aspecto que va a depender fundamentalmente de la naturaleza del agua residual y
del tipo de tratamiento que ésta halla recibido antes de llegar al lodo activo.
En cuanto a la cinética de degradación del material orgánico biodegradable particulado procedente del influente y
adsorbido sobre los flóculos biológicos, ésta va a ser más lenta que la biodegradación del material orgánico
biodegradable soluble y coloidal, entre otras razones, por que precisa de etapas previas a la oxidación y síntesis que
incluyen procesos enzimáticos extracelulares, como la hidrólisis, para poder transformar el material voluminoso en
compuestos más pequeños que puedan atravesar la pared celular de los microorganismos.
Al final del recorrido del fango (generación en la cuba de aireación, sedimentación, recirculación y/o purga), esta DBO
partiulada puede estar o no metabolizada dependiendo de las condiciones de operación del lodo activo, así:
•
•
•
Edades del lodo (tiempo de retención celular) de 12 días o superiores, suelen ser suficientes para una
completa metabolización de esta DBO particulada adsorbida.
Con edades del lodo medias (8 días) puede ocurrir, o bien que en periodos de baja carga másica, la
metabolización se complete, o que en situaciones de carga másica elevada (carga punta de S0), esta materia
orgánica particulada adsorbida no sea completamente metabolizada y por lo tanto los fangos en exceso
contendrían esta parte no metabolizada
Con edades del fango bajas (< 5 días) es posible que la metabolización de este material partículado nunca
llegue a su término y por lo tanto casi la totalidad de los sólidos del influente (biodegradables o no) formen
parte del flóculo biológico.
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De acuerdo con estas consideraciones, la carga de sólidos en suspensión no metabolizados del influente nos quedaría:
PSS = Q 0 · γ · SS 0
Donde:
γ = Fracción de los sólidos en suspensión del influente que supone el material no biodegradado
Así, por ejemplo, en el caso de aguas residuales urbanas que se han visto sometidas previo a pretratamiento y
sedimentación antes de un lodo activo γ = 0.5.
2.1.4. Caudal de recirculación de lodos.
(Q0 + Qr) X’
Q0 SS0
Qe X’e
X’
Qr X’r
Qw X’w
Figura 5. Caudales y concentraciones de sólidos en suspensión en un proceso de lodos activos.
El caudal de recirculación de fangos se puede determinar realizando un balance de masas en el decantador. En la
Figura 5, se ilustran los límites adecuados para este balance. El balance sería el siguiente
Velocidad
de aporte de
sólidos
al sistema
Velocidad
de entrada de
sólidos
al sistema
+
=
Velocidad
de generación de
sólidos
en el sistema
Velocidad
de generación de
sólidos
en el sistema
=
+
Velocidad
de acumulación de
sólidos
en el sistema
Velocidad
de salida de
sólidos
del sistema
+
Velocidad
de acumulación de
sólidos
en el sistema
Teniendo en cuenta las consideraciones previas:
•
•
•
En el decantador no tienen lugar procesos biológicos (generación = 0)
El sistema está en estado estacionario (acumulación = 0)
El rector es del tipo mezcla completa (concentración de sólidos a la salida del reactor = concentración dentro
del reactor)
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Nos queda:
Velocidad
de entrada de
sólidos
al sistema
=
Velocidad
de salida de
sólidos
del sistema
(Q0 + Qr) · X´ = Qe · X´e + Qw · X´w + Qr · X´r
(ec. 19)
Donde:
X´ = Concentración de sólidos en suspensión en el licor mixto (Kg SS / m3)
X´r = Concentración de sólidos en suspensión en la recirculación de lodos (Kg SS / m3)
Despejando Qr se obtiene
Qr =
Q0 ·( X ' e − X ') + Qw ·( X ' w − X ' e )
X '− X ' r
(ec. 20)
Q0 · X '−Qw · X ' r
X 'r − X '
(ec. 21)
Si consideramos que
X´w >>> X´e
X´ >>> X´e
X´w = X´r
Nos queda que
Qr ≈
2.2. Sistemas de aireación y mezclado.
2.2.1. Tipos de sistemas de aireación.
Los dos principales métodos para la aireación en procesos biológicos son:
A) La introducción en el licor mixto de aire u oxígeno puro mediante difusores sumergidos
B) La agitación mecánica del agua residual ara promover la disolución del aire de la atmósfera
Figura 6. Sistema de aireación mecánica de una cuba de lodos activos.
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Figura 7. Sistema de aireación por difusores de una cuba de lodos activos.
A) Aireación con difusores.
Un sistema de aireación con difusores está formado por unos difusores sumergidos en el licor mixto, las conducciones
de aire y las soplantes y demás equipos auxiliares por los que circula el aire. Los difusores se pueden clasificar en dos
tipologías, los difusores de burbujas finas y los difusores de burbujas gruesas, a partir del hecho de que las burbujas
finas resultan más eficaces en la transferencia de oxígeno. Sin embargo, la definición de los límites entre lo que son
burbujas finas y gruesas no está clara en la bibliografía. Por lo tanto, también se clasifican los sistemas de aireación por
difusores en función de las características físicas de los equipos, distinguiéndose tres categorías:
•
•
•
Difusores porosos o de poros finos
Difusores no porosos
Otros sistemas de aireación como los difusores por chorro
En la siguiente Tabla se describen algunos sistemas de difusión dentro de estas tres categorías, junto con sus
rendimientos.
Tabla 1. Eficacia de transferencia de oxígeno de varios tipo de difusores dispuestos en malla.
Qaire (m3/h · difusor)
Tipo de aireador
ESTO* (%)
Difusores porosos
Domos cerámicos
0.85 - 4.24
27-39
Discos cerámicos
0.68 - 5.77
25-40
Difusor de tubo rígido
4.07 - 6.8
28-32
Difusor de tubo no rígido
1.7 - 11.88
26-36
Difusores no porosos
Difusor no poroso**
7.13 - 76.41
10-13
Otros sistemas
Difusores por chorro
91.69 - 509.4
15-24
* Condiciones estándar: 4.5 m de profundidad, 10ºC, 1 atm y concentración inicial de
oxígeno = 0 mg/L
** Dispuestos sobre el eje longitudinal.
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B) Aireación mecánica.
Los sistemas de aireación mecánicos se suelen clasificar en dos grupos en función de las principales características de
diseño y de funcionamiento: aireadores de eje vertical, y aireadores de eje horizontal. Los aireadores de eje vertical a su
vez se subdividen en aireadores sumergidos y superficiales, y dentro de éstos últimos, están los de alta y baja velocidad
de rotación. En los aireadores superficiales, el oxígeno se obtiene de la atmósfera mientras que en los sumergidos la
fuente de oxígeno puede ser la atmósfera, aire enriquecido con oxígeno u oxígeno puro. En la Tabla 2 se dan valores
de capacidad de transferencia de oxígeno.
Tabla 2. Capacidad de transferencia de oxígeno de diversos aireadores mecánicos.
Tipo de aireador
Capacidad de Transferencia (Kg O2 / kW · h)*
Superficial de baja velocidad
Superficial de alta velocidad
Difusores por chorro
Rotor horizontal de cepillo
1.21 – 3.04
1.21 – 2.19
1.21 – 2.00
0.91 – 2.19
* Condiciones estándar: 10ºC, 1 atm y concentración inicial de oxígeno = 0 mg/L
2.2.2. Determinación de las necesidades de oxígeno del sistema.
Para determinar la cantidad de oxígeno que es preciso introducir en la cuba de aireación hay que tener en cuenta dos
aspectos fundamentales:
A) Las necesidades teóricas de oxígeno necesarias para la metabolización de la materia orgánica
B) La capacidad de transferencia de oxígeno del sistema de aireación.
A) Necesidades teóricas de oxígeno necesarias para la metabolización de la materia orgánica.
Como ya se ha comentado en reiteradas ocasiones, los microorganismos aerobios utilizan el oxígeno
fundamentalmente en los procesos de oxidación de la materia orgánica para la obtención de la energía necesaria para
los procesos de síntesis y en los procesos de oxidación que tienen lugar en los procesos de endogénesis. Según esto
podemos determinar las necesidades teóricas de oxígeno del sistema según:
NOT = NOsíntesis + NOendogénesis
(ec. 22)
Donde:
NOT = Necesidades teóricas de oxígeno (Kg O2 / día)
NOsíntesis = Necesidades de oxígeno para la síntesis (Kg O2 / día)
NOendogénesis = Necesidades de oxígeno para la endogénesis (Kg O2 / día)
Las necesidades de oxígeno para la síntesis se puede determinar a partir de la DBO5 del agua residual del influente y
de la cantidad de microorganismos purgados diariamente del sistema. El razonamiento es el siguiente. Si toda la DBO
consumida se convirtiera en productos finales, la demanda total de oxígeno se podría calcular convirtiendo la DBO5 en
DBO última utilizando un factor de conversión adecuado. Por otro lado, se sabe que parte del residuo se convierte en
tejido celular nuevo que, posteriormente se purga del sistema o escapa por el efluente, de modo que, si la DBO última
del tejido celular se resta del total, la cantidad remanente corresponde a la cantidad de oxígeno que es necesario
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suministrar al sistema. Por lo tanto la demanda teórica de oxígeno que es necesario suministrar al sistema para la
síntesis será:
NOsíntesis = Q0 · (S0 – Se) · f - Px · g
(ec. 23)
Donde:
f = Factor de conversión de DBO5 en DBO última ((0.68)-1 para k = 0.1 d-1)
g = Cantidad de oxígeno necesario para la oxidación completa de los microorganismos (1.42 Kg DBO última /
Kg SSV)
No obstante se ha encontrado que éste método de cálculo de las necesidades de oxígeno resulta sobreestimativo,
puesto que se parte de la premisa de que la totalidad de la materia orgánica, incluido coloides o partículas absorbidas
en los flóculos biológicos, es totalmente solubilizada y metabolizada, no quedando materia orgánica almacenada en los
flóculos o en el interior celular. No obstante, este punto solo se cumple con edades del fango o tiempos de retención
celular elevados, del orden de 12 días o más. En instalaciones operando con bajos tiempos de retención celular, los
flóculos biológicos y los microorganismos en su interior, almacenan materia orgánica sin metabolizar, esto es sin
consumo de oxígeno, que son retiradas del sistema a través de los lodos purgados. Así, es posible disminuir las
necesidades de oxígeno diarias, del orden de un 20% como máximo. En la práctica, para el cálculo de las necesidades
teóricas de oxígeno se emplea la siguiente expresión:
NOsíntesis = a’ · Q0 (S0 – Se)
(ec. 24)
Donde:
a’ = Coeficiente de necesidades de oxígeno para la síntesis (Kg O2 / Kg DBO5)
Se puede admitir un decrecimiento lineal, con relación al tiempo de retención celular θc del coeficiente a’, de acuerdo
con la siguiente expresión:
a’ = 0.50 + 0.01 · θc (con a’ < 0.62)
(ec. 25)
Para el cálculo de las necesidades teóricas de oxígeno para la endogénesis partimos de la expresión de la cinética del
proceso endogénico:
rd = Y ·
(S 0 − S e )
θ


1

· 1 −
 (1 + θ c ·k d ) 
(ec. 26)
Como ya comentamos, en el proceso de endogénesis una parte de la materia activa es transformada en residuos
orgánicos no biodegradables (fracción δ) y otra (fracción λ) es oxidada completamente a CO2 y H2O, siendo éste el
proceso consumidor de oxígeno, por lo tanto:


1
 · 1.42
NOendogénesis = λ ·Y ·Q·(S 0 − S e ) · 1 −
 (1 + θ c ·k d ) 
(ec. 27)
Donde:
λ = Fracción de los microorganismos biodegradable (Kg SSVbiodegradable / Kg SSV)
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1.42 = Cantidad de oxígeno necesario para la oxidación completa de los microorganismos (Kg O2 / Kg SSV)
El oxígeno necesario calculado por las fórmulas anteriores, se ha obtenido para valores medios de caudal y DBO (al
tratarse de necesidades diarias). Como es conocido, en las plantas residuales urbanas e industriales, hay unas
variaciones muy importantes del caudal y de la carga orgánica a lo largo del día, lo que lleva consigo una variación
importante de las necesidades puntuales de oxígeno. En el diseño de las unidades biológicas habrá que tener muy en
cuenta estas puntas de contaminación. La corrección de las necesidades teóricas de oxígeno, deberá realizarse sobre
el primer término de la ecuación, ya que el segundo, al corresponder a la respiración endógena, y ser función de la
cantidad de biomasa presente en el reactor, no se verá afectado al permanecer esta constante.
B) Capacidad de transferencia de oxígeno del sistema de aireación.
Las necesidades de oxígeno calculadas en el apartado anterior corresponden al consumo real de oxígeno realizado por
la comunidad microbiana. Pero los sistemas disponibles para aportar el oxígeno no tienen un rendimiento del 100% por
lo que habrá que calcular cuanto oxígeno hay que aportar para garantizar que se le está suministrando el teóricamente
necesario.
La transferencia de oxígeno desde el aire al licor mixto va a estar condicionada por una serie de factores que en su
conjunto se traducen en un coeficiente global de transferencia K, el cual nos permite relacionar la cantidad teórica de
oxígeno a aportar con la que realmente debemos introducir en el sistema:
NO R =
NOT
K
(ec. 28)
Donde:
NOR = Necesidades reales de oxígeno (Kg O2 / día)
K = Coeficiente global de transferencia de oxígeno.
Este coeficiente de transferencia K es a su vez fruto del producto de tres coeficientes:
K = A · CT · α
•
(ec. 29)
Coeficiente A
El coeficiente A está relacionado con la influencia que el déficit de saturación tiene sobre la velocidad de transferencia
de oxígeno en el licor mixto, siendo:
A=
C 'S − C X
CS − C 0
(ec. 30)
Donde:
Cs = Concentración de saturación de oxígeno en condiciones normalizadas (agua limpia, 10ºC, 1 atm.); 33
mg/L
C0 = Concentración media en oxígeno al comienzo del ensayo normalizado ( 0 mg/L)
C’S = Concentración de saturación en el licor mixto a una temperatura T
CX = Concentración media de oxígeno en el licor mixto (2 mg/L)
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Para obtener el valor de C’S en condiciones reales hay que efectuar tres correcciones:
•
•
•
β que tiene en cuenta la salinidad y los sólidos en suspensión en el licor mixto (β=0.98 para salinidades <
3g/L)
CP que tiene en cuenta las variaciones de presión debido a la altitud: CP = 1-0.111 · h (h = altitud en miles de
metros)
CA que tiene en cuenta la altura de agua en el tanque de aireación: En sistemas de aireación por turbinas de
superficie CA = 1, para sistemas por difusores tenemos que:
CA =
10.33 + 0.28· p
10.33
(ec. 31)
Donde:
p = profundidad del tanque (normalmente > 3 m. para difusores)
Una vez conocidos todos en estos factores de corrección ya podemos calcular C’S:
C’S = C0S · β · CP · CA
(ec. 32)
Donde:
C0S = Concentración de saturación de oxígeno en agua pura a 1 atm. y a la misma temperatura que la del licor
mixto (Tabla 3)
Tabla 3 Concentración de saturación de oxígeno en agua limpia a diferentes temperaturas.
T (ºC)
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
CS (mg/L) 12.8 12.48 12.17 11.87 11.59 11.33 11.08 10.83 10.6 10.37 10.15 9.95
T (ºC)
17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
CS (mg/L) 9.74 9.54 9.35 9.17 8.99 8.83 8.68 8.53 8.38 8.2 8.07 7.92 7.77 7.63
Y una vez calculado C’S ya podemos calcular el coeficiente A.
•
Coeficiente CT
En cuanto al coeficiente CT, éste tiene en cuenta el efecto de la temperatura sobre la velocidad de transferencia del
oxígeno y se calcula según:
CT = 1.024(T-10)
(ec. 33)
Donde:
T = Temperatura del licor mixto (normalmente se toma la más desfavorable, la media en verano)
•
Coeficiente α
Por último el coeficiente α incluye la influencia que sobre la velocidad de transferencia de oxígeno tiene:
•
•
La concentración de sólidos en suspensión del licor mixto
El tipo de sistema de aireación.
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La estimación de α y su utilización es uno de los problemas más difíciles en los cálculos de la oxigenación, si bien se
pueden admitir los valores de α de la Tabla 4.
Tabla 4. Valores del coeficiente α para diferentes sistemas de aireación
α
Sistema de aireación
Difusores porosos
Carga media sin nitrificación
Carga baja con nitrificación
Difusores no porosos
Aireadores mecánicos
0.55
0.65
0.9
0.9
2.3. Tipos de procesos de fangos activos.
El proceso de lodos activos resulta bastante flexible y se puede utilizar para la eliminación de la materia orgánica
biodegradable (DBO5) e incluso para la eliminación de nutrientes como el fósforo y el nitrógeno (Tema 14) de una gran
variedad de aguas residuales urbanas o industriales. A continuación vamos a describir brevemente cuatro tipos de lodos
activos, si bien cabe indicar que existen muchos otros cuya descripción y análisis pueden encontrase en la bibliografía
recomendada.
2.3.1. Lodos activos de carga másica media en reactor mezcla completa.
Este tipo de proceso es el que se ha analizado previamente, donde el agua residual y el lodo recirculado se introducen
en un reactor en régimen de flujo mezcla completa donde la composición del licor mixto es homogénea en todo el
volumen del reactor.
Tabla 6. Parámetros de diseño de lodos activos tipo mezcla completa de carga másica media.
θc
(días)
Cm (A/M)
(Kg DBO5/Kg SSV · d)
Cv*
3
(Kg DBO5/m · d)
X
(Kg SSV/m3)
θ
(horas)
Qr/Q0
5-15
0.2-0.6
0.8 – 1.92
2 – 3.2
3-5
0.25 – 1
* Cv = carga volúmica =
Q0 ·S 0
V
Aireador
mecánico
Influente
Efluente
Recirculación de lodos
Purga de lodos
en exceso
Figura 9. Proceso de lodos activos tipo mezcla completa
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2.3.2. Lodos activos de carga másica media en reactor flujo pistón.
En este tipo de proceso el agua residual y el lodo recirculado entran en el tanque de aireación y se airean bien con
difusores o con aireadores mecánicos. La diferencia de este tipo de reactor con el proceso en mezcla completa consiste
en que aquí no hay homogeneidad en la composición del licor mixto, presentando éste mayores concentraciones de
substrato a la entrada para ir disminuyendo a lo largo del reactor a medida que el proceso biológico tiene lugar,
alcanzándose las mayores concentraciones de microorganismos a la salida del reactor. El suministro de aire suele ser
uniforme a lo largo de toda la longitud del canal, si bien existen modificaciones del proceso como los sistemas de
aireación graduada donde la intensidad de aireación es mayor a la entrada del reactor y va disminuyendo
paulatinamente a lo largo de su longitud. Este tipo de procesos presenta una menor variabilidad en la concentración de
DBO5 del efluente que el proceso mezcla completa, pero su rendimiento se ve más afectado en situaciones de cambios
bruscos de cargas orgánicas o por presencia de sustancias inhibidoras del crecimiento microbiano (pH extremos,
compuestos tóxicos , etc..).
Influente
Efluente
Purga de lodos
en exceso
Recirculación de lodos
Figura 10. Proceso de lodos activos tipo flujo pistón
Tabla 7. Parámetros de diseño del proceso de lodos activos tipo flujo pistón de carga másica media.
θc
(días)
Cm (A/M)
(Kg DBO5/Kg SSV · d)
Cv*
(Kg DBO5/m3 · d)
X
(Kg SSV/m3)
θ
(horas)
Qr/Q0
5-15
0.2-0.4
0.32 – 0.64
1.2 – 2.4
4-8
0.25 – 0.75
2.3.3. Proceso de lodos activos tipo aireación prolongada.
El proceso de aireación prolongada es similar al de lodos activos en mezcla completa o el de flujo pistón, excepto que
funciona en un rango de carga másica inferior y con mayores tiempos hidráulicos de residencia y de retención celular, lo
que potencia los procesos de respiración endógena y por lo tanto la cantidad de lodos purgados o en exceso es mucho
menor, además de presentar estos lodos un contenido en materia orgánica biodegradable más bajo (lodo más estable)
que los procesos de lodos activos carga media.
Tabla 8. Parámetros de diseño del proceso de lodos activos tipo aireación prolongada.
*
θc
(días)
Cm (A/M)
(Kg DBO5/Kg SSV · d)
Cv
(Kg DBO5/m3 · d)
X
(Kg SSV/m3)
θ
(horas)
Qr/Q0
20 - 30
0.05-0.15
0.16 – 0.4
2.4 – 4.8
18 - 36
0.5 – 1.5
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2.3.4. Proceso de lodos activos de alta carga másica.
Se trata de una modificación de los procesos de carga media en la que se combinan altas concentraciones de
microorganismos en el licor mixto (SSVLM) con elevadas cargas másicas. Se trata de un proceso recomendado para
aguas residuales de elevada carga orgánica, en el que los tiempos de retención celular son elevados y los tiempos
hidráulicos de residencia cortos. Al tratarse de un proceso que opera con elevadas concentraciones de flóculos
biológicos en el licor mixto, un correcto mezclado en la cuba de aireación resulta crucial.
Tabla 9. Parámetros de diseño del proceso de lodos activos de alta carga másica.
θc
(días)
Cm (A/M)
(Kg DBO5/Kg SSV · d)
Cv*
(Kg DBO5/m3 · d)
X
(Kg SSV/m3)
θ
(horas)
Qr/Q0
5-10
0.4-1.5
1.3 – 3
3.2 – 8
2–4
1–5
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EJERCICIO
Dimensione una unidad de lodos activos tipo mezcla completa con recirculación operando con una carga másica media,
para el tratamiento de un caudal de aguas residuales de 13000 m3 con una concentración en DBO5 (filtrada) de 195
mg/L y de sólidos en suspensión de 135 mg/L para alcanzar unos objetivos de tratamiento de 5 mg/L en DBO5 (filtrada)
y de 35 mg/L de sólidos en suspensión. Para ello determine:
Volumen de la cuba de aireación (m3)
Compruebe la carga másica (Kg DBO5/Kg SSV · d)
Compruebe el tiempo hidráulico de residencia (horas)
Caudal de Purga de Lodos (m3/d)
Cantidad de lodos a purgar (Kg SS/d)
Caudal de recirculación de lodos (m3/d)
Compruebe la razón de recirculación (Q0/Qr)
Necesidades reales de oxígeno:
A) Utilizando difusores porosos de tubo rígido
B) Utilizando un aireador mecánico superficial lento
Número de difusores y compruebe la capacidad de mezclado
Potencia de aireación y compruebe la capacidad de mezclado
Proponga unas dimensiones y compartimentación de la cuba de aireación con ambos tipos de sistemas de aireación.
Datos y consideraciones:
Y = 0.65 mg DBO5/mgSSV
Kd = 0.15 d-1
θc = 10 días
X = 2600 mg SSV /L = 3250 mg SS/L
Xw = Xr = 8000 mg SS/L
Fracción de sólidos del influente no metabolizado en el proceso biológico: 50%
Altura sobre el nivel del mar de la instalación (h) = 0 m.
Temperatura del licor mixto = 16 ºC
Profundidad de la cuba de aireación con difusores: 4.5 m
Eficacia estándar de transferencia de oxígeno para difusores de tubo rígido: 30%
Caudal unitario de aire para los difusores de tubo rígido: 5 m3/h
Concentración de oxígeno en el aire: 0.3 Kg O2/m3
Caudal mínimo de aire para un correcto mezclado = 10-15 m3 aire / 1000 m3 de reactor
Capacidad de transferencia de oxígeno del aireador superficial lento: 2.5 Kg O2/kW · h
Potencia mínima de aireción mecánica para un correcto mezclado = 19-39 kW / 1000 m3 de reactor
Solución:
V = 2470 m3
Cm = 0.4
θ = 4.6 h
Qw = 154 m3/d
Pw = 1231 Kg SS/d
Qr = 8541 m3/d
Q0/Qr = 0.66
NOR (difusores) = 5149 Kg O2/d
NOR (mecánico) = 5939 Kg O2/d
nº difusores: 477
Capacidad de mezclado(difusores) = 16 m3/min · 103 m3
Potencia de aireación: 99 kW
Capacidad de mezclado(mecánico) = 40 kW/ 103 m3
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