curso de esgotos sanitários volume ii -...

Curso de rede de esgotos Capitulo 28- Interceptor de esgotos sanitários

Engenheiro Plínio Tomaz [email protected] 10/7/08

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Curso de esgotos sanitários

Volume II



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Programa do Curso de esgotos sanitários Cap. Nome

27 Método de Muskingum-Cunge 28 Interceptor de esgotos sanitários 29 Ecotoxicologia- substâncias tóxicas na água 30 Estação elevatória de esgotos sanitários 31 Cargas em tubos flexíveis 32 Captação de óleos e graxas 33 Noções sobre Tratamento de esgotos 34 Previsão de esgotos 35 Caixa de gordura 36 Gases em rede coletoras de esgoto 37 Reabilitação de rios e córregos 38 Redes condominiais, pressurizada, vácuo, etc



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Capítulo 28- Interceptor 28.1 Introdução

Vamos resumir os ensinamentos do dr. Eugênio Macedo conforme mostrado por Fernandes, 1997 e os de José Maria Costa Rodrigues conforme CETESB, 1983 em Sistemas de Esgotos Sanitários.

Conforme CETESB, 1983 denomina-se Interceptor ao conduto que recebe os esgotos sanitários transportados pelos coletores principais (chamados coletores tronco), podendo também receber as contribuições dos coletores de menor diâmetro das redes das águas circunvizinhas.

A ABNT NBR 12207/92 define Interceptor como canalização cuja função precípua é receber e transportar o esgoto sanitário coletado, caracterizada pela defasagem das contribuições, da qual resulta o amortecimento das vazões máximas.

Geralmente o Interceptor tem grandes dimensões acima de 1,00m e comprimentos acima de 5,0km.

Emissários são os condutos cuja única função é o transporte final das águas residuárias e não recebem contribuições em marcha e não interceptam outros condutos conforme CETESB, 1983.

Normalmente usamos o sistema separador absoluto em que se separa as águas pluviais dos esgotos sanitários, entretanto existe um sistema pseudo-separador com redes de águas pluviais e redes coletoras de esgoto sanitário que permitem o ingresso de certa quantidade de águas pluviais na rede de esgotos sanitários.

Figura 28.1- Esquema de coletor, coletor tronco, interceptor e emissário Fonte: Fernandes, 1997 Na Figura (28.1) podemos ver os coletores que alimentam os coletores troncos e

estes que se dirigem para os interceptores. O emissário encaminha os esgotos até a ETE.



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28.2 Norma da ABNT 12207/92

A ABNT possui a norma NBR 12207/92 que trata de Projeto de Interceptor de esgoto sanitário que estabelece que:

• Vazão parasitaria seja de até 6,0 L/s x Km de rede afluente. A declividade mínima usada na prática tanto para tubos de seção circular como

retangular é de 0,0005m/m. O interceptor deve ser dimensionado para a vazão inicial e vazão final do plano

conforme NBR 12207/92 Embora o regime de escoamento no interceptor seja gradualmente variado e não

uniforme, para o dimensionamento o regime de escoamento pode ser considerado permanente e uniforme conforme NBR 12207/92.

A tensão trativa em cada trecho de ser maior que 1 Pa. No caso de lançamento de contribuição de tempo seco ao interceptor, o valor mínimo da tensão tratativa média dever ser de 1,5 Pa para a vazão inicial e coeficiente de Manning n=0,013.

Iomi= 0,00035 x Qi -0,47 Sendo: Iomin= declividade mínima do interceptor (m/m) para as condições iniciais. Qi= vazão inicial (m3/s) Para valores diferentes de n=0,013 deverá ser justificada a tensão trativa média e a declividade mínima a adotar. Exemplo 28.1 Achar a declividade mínima de um interceptor que tem vazão de pico de 0,4553 m3/s.

Iomi= 0,00035 x Qi -0,47 Iomi= 0,00035 x 0,14553 -0,47

Io min=0,000866 m/m > 0,0005m/m OK 28.3 Critério de dimensionamento

Conforme NBR 12207/92 para avaliação das vazões no trecho final do interceptor, pode ser considerada a defasagem das vazões das redes afluentes a montante, mediante a composição dos respectivos hidrogramas com as vazões dos trechos imediatamente anteriores. Este procedimento é recomendado no caso de interceptor afluente à estação elevatória ou ETE, quando o amortecimento das vazões resulta em diminuição no dimensionamento hidráulico destas instalações.

Portanto, é recomendado a ser considerado a defasagem das vazões para o dimensionamento da seção do interceptor quando isto acarreta uma diminuição no dimensionamento. No trecho de grande declividade (escoamento supercrítico) deve ser interligado ao de baixa declividade (escoamento subcrítico) por um segmento de transição com declividade crítica para a vazão inicial. 28.4 Efeito reservatório



28-5

Em redes coletoras de esgoto sanitário é considerado o regime permanente e uniforme, porem no cálculo de interceptores de dimensões elevadas maiores que 1,00m e distancias maiores que 5km de se usar o denominado efeito reservatório.

Uma maneira de se considerar o efeito reservatório é usar o Método de Muskingum. 28.5 Hidrograma

A grande dificuldade de se usar o método de Muskingum é que precisamos de hidrogramas da vazão afluente, porém graças ao grande engenheiro Eugênio Macedo este trabalho foi feito na cidade do Rio de Janeiro.

Macedo apresentou quatro tipos básicos de hidrogramas médios: • Hidrograma médio para bacias tipo “a” em áreas residências • Hidrograma médio para bacias tipo “b” em áreas residenciais • Hidrograma médio para bacias 100% industriais • Hidrograma médio para bacias 100% comerciais.

Os hidrogramas médios afluentes de esgotos sanitários estão nas Figuras (28.2) a (28.5).

Figura 28.2- Hidrograma médio residencial tipo “a”

Fonte: Fernandez, 1997



28-6

Figura 28.3- Hidrograma médio residencial tipo “b” para casas modestas com mais de 4 pessoas/casa


Figura 28.4- Hidrograma médio para bacias 100% industriais




28-7

Figura 28.5- Hidrograma médio para bacias 100% comerciais Fonte: Fernandez, 1997

Observar que os hidrogramas obtidos por Macedo estão com a vazão em

litros/segundo, pois o mesmo foi feito para uma área padrão de 10ha. A Figura (28.1) foi obtida em área de Copacabana 100% residencial com 7594

moradores e 2290 domicílios ou seja uma taxa morador/domicilio de 3,3. A Figura (28.2) baseou-se em dados da zona norte da Cidade do Rio de Janeiro

com 100% residencial com 4549 residências em 964 domicílios com taxa superior a 4,00morador por domicilio.

28.6 Como obter um hidrograma diferente do padrão?

Fernandez, 1997 mostra que numa bacia com a distribuição percentual de áreas edificadas fosse 50% residencial, 20% industrial e 30% comercial, sabendo-se que a taxa residencial/morador é inferior a 0,25, ter-se-ia as 9h 30min da manhã, a seguinte ordenada padrão para a nova bacia.

q=0,50 x 19,00 + 0,20 x 11,2 + 0,30 x 16,3= 16,6 L/s Se a bacia em estudo de área A é 10 vezes maior que a área padrão Ao=10ha, então a

ordenada do hidrograma composto as 9h 30min da manhã será: Desta maneira como se pode ver usando os diagramas das Figuras (28.1) a (28.4)

podemos obter aproximadamente um hidrograma médio para o nosso problema particular.



28-8

28.7 Método de Muskingum

As equações básicas do Método de Muskingum estão abaixo. Q2= Co I2 + C1 I1 + C2 Q1

Sendo: A= 2 (1-X) + Δt /K C0= [(Δt / K) – 2X]/ A C1= [(Δt / K) + 2X]/ A C2= [2 (1- X) -(Δt / K)]/ A

Sendo que: C0 + C1+ C2= 1,00

K= tempo de trânsito ou tempo de percurso em horas Δt= intervalo de tempo adotado. Geralmente menor ou igual a K X=0 devido a considerar-se um reservatório.

Os valores de Co, C1 e C2 são calculados e sua soma deve ser igual a 1 (um). A equação para se obter o hidrograma efluente Q1, e Q2 e consideram-se os valores

do afluente I1 e I2. Q2= Co I2 + C1 I1 + C2 Q1

Exemplo 28.2- Adaptado de Fernandez, 1997 O objetivo é dimensionar um interceptor com 8,6km sabendo-se que a área de contribuição no inicio do mesmo tem área de 3,5m2 e que a 8,6km adiante há uma entrada de esgotos de uma área de contribuição de 4,2km2 conforme Figura (28.6).

Dimensionar o interceptor considerando três casos: • Sem defasagem • Com defasagem de 4h • Com amortecimento usando Muskingum (efeito reservatório)

Figura 28.6- Esquema de interceptor com duas entradas



28-9

Tabela 28.1- Cálculos observando a defasagem de 4 h nas cores amarelo

bp Sem defasagem Com defasagem (horas) Bacia padrão bpx3,5 bp x 4,2 (3,5+4,2) 4,2+4h 3,5+(4,2+4h)

Coluna 1 Coluna 2 Coluna 3 Coluna 4 Coluna 5 Coluna 6 Coluna 7 0 5,3 18,55 22,26 40,81 34,44 52,99

1 5,4 18,90 22,68 41,58 26,46 45,36

2 5,3 18,55 22,26 40,81 21,42 39,97

3 5,1 17,85 21,42 39,27 21,00 38,85

4 5,1 17,85 21,42 39,27 22,26 40,11

5 5,1 17,85 21,42 39,27 22,68 40,53

6 8,8 30,80 36,96 67,76 22,26 53,06

7 19,8 69,30 83,16 152,46 21,42 90,72

8 21,6 75,60 90,72 166,32 21,42 97,02

9 19,8 69,30 83,16 152,46 21,42 90,72

10 19,8 69,30 83,16 152,46 36,96 106,26

11 22,0 77,00 92,40 169,40 83,16 160,16

12 22,0 77,00 92,40 169,40 90,72 167,72

13 19,5 68,25 81,90 150,15 83,16 151,41

14 18,8 65,80 78,96 144,76 83,16 148,96

15 18,2 63,70 76,44 140,14 92,40 156,10

16 18,0 63,00 75,60 138,60 92,40 155,40

17 17,2 60,20 72,24 132,44 81,90 142,10

18 14,0 49,00 58,80 107,80 78,96 127,96

19 10,8 37,80 45,36 83,16 76,44 114,24

20 8,2 28,70 34,44 63,14 75,60 104,30

21 6,3 22,05 26,46 48,51 72,24 94,29

22 5,1 17,85 21,42 39,27 58,80 76,65

23 5,0 17,50 21,00 38,50 45,36 62,86

24 5,3 18,55 22,26 40,81 34,44 52,99

Total 311,5 1090,3 1308,3 2398,6 1320,5 2410,7

Média 12,46 43,61 52,332 95,942 52,8192 96,4292

Vamos descrever a Tabela (28.1) coluna por coluna.

Coluna 1: está o hidrograma médio adotado residencial segundo Macedo desde a hora zero até 24h. Coluna 2: estão os valores das vazões do hidrograma residencial tipo “b” de hora em hora. São dados tirados diretamente da Figura (28.2). Coluna 3: nesta coluna está multiplicada cada ordenada da coluna 2 denominada coluna padrão, pelo valor da área contribuinte inicial que é 3,5Km2. Coluna 4: nesta coluna está multiplicada cada ordenada da coluna 2 denominada coluna padrão, pelo valor da área contribuinte inicial que é 4,2Km2. Coluna 5: estão a soma da coluna 3 com a coluna 4 em que não se considera a defasagem e nem o efeito reservatório. Observar que o valor da vazão máxima obtida é 169,40 L/s. Coluna 6: como a vazão de entrada de 4,2Km2 está 8,6km de distante e como a velocidade média admitida é 0,60m/s o tempo de trânsito ou de deslocamento será:



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8600m/ 0,60m/s= 14333,3s= 238,9min=3,98 h= 4h (aproximadamente). Quando a vazão no ponto de 3,5km2 entrou ao mesmo tempo que 4,2km2, mas quando a vazão de 3,5km2 chegar no ponto de 4,2km2 terá percorrido 8,6km e haverá uma defasagem de 4h já mostrada acima. Então as vazões do hidrograma estão defasadas de 4 horas em relação ao hidrograma da coluna 4. Coluna 7: é a soma da coluna 6 que está defasada com a coluna 3. Façamos uma tabela considerando o tempo de trânsito de 4 h

Primeiramente vamos considerar a Tabela (28.2) que é parte da Tabela (28.1). Nela fazemos uma média de 4 horas na coluna 1, dos valores da bacia padrão da coluna 3. Obtemos assim os valores: 5,2; 12,1; 21 etc e coloquemos na Tabela (28.3).

Tabela 28.2- Média dos valores de 4h da bacia padrão

bp (horas) Bacia padrãoColuna 1 Coluna 2 Coluna 3 0 5,3 1 5,4 2 5,3

3 5,1 5,2 4 5,1

5 5,1 6 8,8

7 19,8 12,1 8 21,6

9 19,8 10 19,8 11 22,0

21,0 12 22,0 13 19,5 14 18,8

15 18,2 19,3 16 18,0

17 17,2 18 14,0

19 10,8 13,6 20 8,2

21 6,3 22 5,1 23 5,0

6,0 24 5,3



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Tabela 28.3- Cálculos Padrao (L/s) Inicio x 4,2Km2

(L/s) 3,5Km2

+4,2Km2 4,2Km3 + 4h Com amortecimento

Defasagem Col3+col6 Com Muskingum

media x 3,5Km2 (L/s)

Qe Soma do 4,2 +Qe

Col 1 Col 2 Col 3 Col 4 Col 5 Col 6 Col 7 Col 8 Col 9

0 5,20 18,20 21,84 40,04 21,84 40,04 18,2 40,04

4 12,10 42,35 50,82 93,17 21,84 64,19 25,99 47,83

8 21,00 73,50 88,20 161,70 50,82 124,32 46,81 97,63

12 19,30 67,55 81,06 148,61 88,20 155,75 61,99 150,19 16 13,60 47,60 57,12 104,72 81,06 128,66 58,46 139,52

20 6,00 21,00 25,20 46,20 57,12 78,12 41,93 99,05

24 5,20 18,20 21,84 40,04 25,20 43,40 26,77 51,97

Vamos explicar a Tabela (28.3):

Coluna 1: variação das horas de 4 em 4 horas Coluna 2: valores em L/s obtido pela média obtido na Tabela (28.2) Coluna 3: multiplicação da coluna 2 por 3,5km2 e assim obtemos o hidrograma de entrada variando de 4h em 4h. Assim multiplicando 5,20 x 3,5km2=18,20 L/s e assim por diante. Coluna 4: idem usando 4,2Km2 Coluna 5: coluna 3+ coluna 4. É o cálculo normal que se faz obtendo a vazao de pico 161,70L/s Coluna 6: Defasagem de 4h. Observar na coluna 4 que 50,82 L/s está defasado na coluna 6 de 4h e assim por diante Coluna 7: É a coluna 3 + a coluna 6 da defasagem. Obtemos um pico um pouco menor que é 155,75 L/s. A norma de Interceptor aconselha a defasagem. Coluna 8: Hidrograma obtido da coluna 3 usando o Método de Muskingum. Observar que houve um achatamento do pico da coluna 3 de 73,50 L/s para 61,99 L/s. É o efeito reservatório. Coluna 9: é o efeito reservatório. Somamos a coluna 8 obtida pelo Método de Muskingum com a coluna 6 de 4,2km2 defasado de 4h. Obtemos o valor máximo de 150,19 L/s



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Método de Muskingum.

O valor K= 4,00 que é o tempo de trânsito do ponto de 3,5km2 para 4,2km2. X=0,00 pois consideraremos um reservatório para amortecimento. Δt= 4,00horas. O valor de Δt pode ser menor ou igual ao valor de K. No caso

adotamos o mesmo valor de K ou seja, 4h. As equações básicas do Método de Muskingum estão abaixo.

Q2= Co I2 + C1 I1 + C2 Q1 Sendo:

A= 2 (1-X) + Δt /K = 2 (1-0) + 4 /4=3 C0= [(Δt / K) – 2X]/ A C0= [(4 / 4 – 2x0]/ 3 =0,33 C1= [(Δt / K) + 2X]/ A C1= [(4 / 4 + 2x0]/ 3 =0,33 C2= [2 (1- X) -(Δt / K)]/ A C2= [2 (1- 0) -(4 / 4]/ 3 =0,33

Sendo que: C0 + C1+ C2= 1,00 Para calcular a coluna 6 da vazão efluente Q1 e Q2, admitimos primeiramente que Q1=18,2 L/s Q2= Co I2 + C1 I1 + C2 Q1 Q2= 0,33x 42,35 + 0,33 x18,2 + 0,33x18,2 = 25,99 L/s e assim por diante. Desta maneira obtemos toda a coluna 6 que é o hidrograma do primeiro ponto com

3,5km2 que chega ao ponto onde entra o hidrograma dos 4,2km2. Importante notar que obtemos:

• Sem defasagem: 161,70 L/s D=700mm • Com defasagem: 155.75 L/s D=700mm • Com efeito do reservatório: 150,19 L/s D=600mm



28-13

28.8 Hidrograma unitário Como não temos muitas pesquisas sobre o hidrograma de esgotos, vamos construir um hidrograma unitário de maneira que a vazão de pico seja igual a 1 (unidade). Portanto: Qm x K1 x K2= 1,0

Qm x 1,20 x 1,50= 1,0 Qm= 0,56

Sendo:

Qm= vazão média (m3/s) K1= coeficiente do dia de maior consumo =1,20 K2=coeficiente da hora de maior consumo= 1,50 K3= coeficiente da vazão mínima=0,5

Vazão mínima

Qm x K3=0,56 x 0,50=0,28 Adotamos Qm=0,30 Adotamos também 6 horas para a vazão mínima das 0 as 3 e das 22, 23 e 24h. no

inicio e no fim do hidrograma.



28-14

Tabela 28.4- Hidrograma unitário para interceptor construído através dos

coeficientes K1, K2 e K3 Tempo(horas)

Hidrograma p/interceptor

0 0,30 1 0,30 2 0,30 3 0,30 4 0,38 5 0,46 6 0,53 7 0,61

8 0,69 9 0,77 10 0,84 11 0,92 12 1,00 13 0,92 14 0,84 15 0,77 16 0,69 17 0,61 18 0,53 19 0,46 20 0,38 21 0,30 22 0,30 23 0,30 24 0,30



28-15

Hidrograma elaborado

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0 4 8 12 16 20 24

Horas

Vazã

o un

itári

a (m

3/s)

Figura 28.7- Hidrograma unitário baseado nos coeficientes K1, K2 e K3



28-16

Exemplo 28.3- Aplicação do exemplo do Macedo com Hidrograma adotado

Tabela 28.5- Cálculos elaborados com Hidrograma unitário 3,5km 2 4,2km2 Defasagem Tempo (horas)

Hidrograma unitário

Pico 77 L/s

Pico 92,40 L/s

Soma (3) + (4)

(4)+ 4h Defasagem

(3) + (6)

Coluna 1 Coluna 2 Coluna 3 Coluna 4 Coluna 5 Coluna 6 Coluna 7

0 0,30 23,10 27,72 50,82 27,72 50,82 1 0,30 23,10 27,72 50,82 27,72 50,82 2 0,30 23,10 27,72 50,82 27,72 50,82 3 0,30 23,10 27,72 50,82 27,72 50,82 4 0,38 29,09 34,91 64,00 27,72 56,81 5 0,46 35,08 42,09 77,17 27,72 62,80 6 0,53 41,07 49,28 90,35 27,72 68,79 7 0,61 47,06 56,47 103,52 27,72 74,78 8 0,69 53,04 63,65 116,70 34,91 87,95 9 0,77 59,03 70,84 129,87 42,09 101,13 10 0,84 65,02 78,03 143,05 49,28 114,30 11 0,92 71,01 85,21 156,22 56,47 127,48 12 1,00 77,00 92,40 169,40 63,65 140,65 13 0,92 70,84 85,01 155,85 70,84 141,68 14 0,84 64,68 77,62 142,30 78,03 142,71 15 0,77 59,29 71,15 130,44 85,21 144,50 16 0,69 53,13 63,76 116,89 92,40 145,53 17 0,61 46,97 56,36 103,33 85,01 131,98 18 0,53 40,81 48,97 89,78 77,62 118,43 19 0,46 35,42 42,50 77,92 71,15 106,57 20 0,38 29,26 35,11 64,37 63,76 93,02 21 0,30 23,10 27,72 50,82 56,36 79,46 22 0,30 23,10 27,72 50,82 48,97 72,07 23 0,30 23,10 27,72 50,82 42,50 65,60 24 0,30 23,10 27,72 50,82 35,11 58,21

27,72 27,72 27,72 27,72

Explicação da Tabela (28.5) Coluna 1: são o tempo de hora em hora a começa de zero hora Coluna 2: é o hidrograma unitário obtido conforme os coeficientes K1, K2 e K3. As 12h temos o valor máximo 1 que é o resultado de Qm x K1 x K2. Os valores mínimos 0,30 é o resultado aproximado de Qm x K3. Coluna 3: como temos a vazão de pico de 77 L/s multiplicamos o valor 77 L/s por todas as ordenadas da coluna 2 obtendo a coluna 3 que dará o pico as 12h.



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Coluna 4: segue o mesmo raciocínio da coluna 3, só que o valor de pico é 92,40 L/s. Coluna 5: é a soma das coluna 3 com a coluna 4 que fornecerá o valor de pico as 12h no valor de 169,40 L/s. Este é o cálculo normalmente adotado nos coletores. Coluna 6: como é o exercício anterior do Macedo em que temos uma defasagem de 4h, observar que os valores da coluna 6 estão defasados de 4 horas em relação aos da coluna 4. Coluna 7: é a soma da coluna 3 com a coluna 6 que está defasada de 4horas. Este é o resultado previsto na norma técnica, que é a defasagem. Obtemos o valor de pico igual a 145,53 L/s Em resumo temos: Importante notar que obtemos:

• Sem defasagem: 169,40 L/s D=700mm • Com defasagem: 145,53 L/s D=700mm • Com efeito do reservatório: 142,20 L/s D=600mm



28-18

28.9 Método da Sabesp para dimensionamento de interceptores de diminuição da vazão de pico K=K1 x K2.

Conforme Tsutya, 1999 a SABESP usa a equação abaixo para os valores de K= K1 x K2, sendo que para vazões abaixo de 751 L/s o valor K=1,80 é constante e para vazões acima de 751 L/s o valor de K diminui.

Q≤ 751 L/s K=1,80 Q> 751 L/s

K= 1,20 + 17,485/ Q 0,5090

Sendo: Q= somatória das vazões médias de uso predominante residencial, comercial, público em L/s

Quanto maior for a vazão Q, menor será o coeficiente K. Isto é usado para o amortecimento das vazões de pico no dimensionamento das estações elevatórias ou estação de tratamento de esgotos. 28.10 Método da Sabesp para dimensionamento de esgotos com composição de hidrogramas. A empresa norte-americana Hazen-Sawyer utilizou na falta de dados medidos na década de 70 o dimensionamento que iremos expor.

Conforme Tsutiya, 1999 desde 1978 a Sabesp utiliza um hidrograma de descarga de esgotos representado por uma senóide.

Qtrecho= ( K1 x K2 -1) Qm senΦ + Qm +Qmf + KI x QI Sendo: Qtrecho= vazão de montante de um trecho no instante de fase K1= coeficiente da máxima vazão diária K2=coeficiente da máxima vazão horária Φ=ângulo de fase da senóide (24h = 360º) Qm= vazão média dos esgotos sanitários, comerciais, dos serviços públicos e de pequenas indústrias Qmf= vazão de infiltração KI= coeficiente de pico para as vazões industriais= 1,1 QI= vazão proveniente das grandes indústrias



28-19

Figura 28.8- Hidrograma padrão senoidal

Fonte: Tsutiya, 1999

Figura 28.9- Variação de K2 em função da vazão média da bacia de esgotamento Fonte: Tsutiya, 1999



28-20

28.11 Bibliografia e livros consultados -ABNT 12207/92. Projeto de interceptor de esgoto sanitário. -CETESB. Sistemas de esgotos sanitários. Faculdade de Saúde Pública e CETESB, 1973, 418 páginas. -FERNANDES, CARLOS. Esgotos sanitários. Editora Universitária, João Pessoa, 1997, 433 páginas. -LEMES, FRANCISCO PAES. Planejamento e projeto dos sistemas urbanos de esgotos sanitários. CETESB, 1977, 213 páginas. -TSUTIYA, MILTON TOMOYUKI e SOBRINHO, PEDRO ALEM. Coleta e transporte de esgoto sanitário. . EPUSP, 1999, 547páginas

Curso de esgotos Capitulo 29- Noções de Ecotoxicologia


29-1

Capítulo 29- Noções de Ecotoxicologia



29-2

Capítulo 29- Noções de Ecotoxicologia 29.1 Introdução Para o ser humano os problemas das substancias tóxicas começam quando:

1. Ingerimos substâncias químicas tóxicas na água de beber 2. Ingerimos produtos químicos tóxicos alimentando-se de peixes e outros animais

aquáticos que fazem parte da cadeia alimentar conforme Figura (29.1). Portanto, a ingestão de substâncias tóxicas podem causar impacto ao homem como

possibilidade de produzir câncer, tumores, defeitos de nascença, efeitos psicológicos e outros. Conhecemos mais profundamente os efeitos de poluição por bactérias e parasitas do que por substâncias tóxicas e daí a importância da Ecotoxicologia.

Figura 29.1- Cadeia alimentar

Fonte: Machado Neto, 2005

Para ver a importância da ecotoxicologia, conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 há 10 milhões de substâncias químicas mencionadas na literatura científica, sendo que 70 mil são de uso cotidiano. Somente 2 mil substâncias têm os seus efeitos tóxicos conhecidos e anualmente são descobertas mais de 2000 substâncias novas.

O inicio da ecotoxicologia se deu em 1969 com o pesquisador francês René Truhaut. A palavra “eco” vem do grego oikos que quer dizer casa, domicilio, habitat e daí saiu o termo ecologia.

A ciência dos agentes tóxicos, isto é, a toxicologia estuda os venenos e as intoxicações pelos mesmos.



29-3

Segundo Maranho, 2008 os primeiros testes de toxicidade com despejos industriais surgiram em 1863 e 1917 e os testes de toxicidade aguda em organismos aquáticos surgiram em 1930.

No Brasil teve inicio somente em 1975 com Programa Internacional de Padronização de testes de toxicidade aguda com peixes.

A USEPA lançou em janeiro de 2004 o software gratuito denominado AQUATOX (release 2) que apresenta o modelo de rios e lagos onde existe os efeitos tóxicos, que pode ser facilmente acessado pelo site. 29.2 Ecotoxicologia

Conforme Maranho, 2008 a toxicologia é a ciência que estuda os efeitos nocivos decorrentes da interação de substâncias químicas e de fenômenos físicos com o organismo. Portanto, a toxicologia é o estudo dos efeitos adversos de agentes químicos ou físicos em seres vivos conforme Lopes, 2002.

Ramade, 1977 define ecotoxicologia como a ciência que tem por objetivo estudar as modalidades de contaminação do ambiente pelos poluentes naturais ou sintéticos, produzidos por atividades humanas, seus mecanismos de ação e seus efeitos sobre o conjunto de seres vivos que habitam a biosfera.

A ecotoxicologia estuda os efeitos adversos dos agentes tóxicos causados por contaminantes naturais ou sintéticos para o ambiente, através de ensaios com matéria viva.

Segundo Truhaut, 1969 in Lopes, 2002 a ecotoxicologia é o estudo dos efeitos adversos de agentes químicos ou físicos no ecossistema..

Portanto, a ecotoxicologia como estuda todo o ecossistema engloba a toxicologia. 29.3 Medidas preventivas

Maranho, 2008 diz que a ecotoxicologia alerta para os danos ocorridos nos diversos ecossistemas por substâncias químicas que representam risco e assim, sugere a aplicação de medidas preventivas para os impactos futuros antes que ocorram graves danos ao ambiente natural.

A finalidade da ecotoxicologia é saber em qual grandeza, as substâncias químicas, isoladas ou em forma de misturas, são nocivas e como e onde manifestam seus efeitos.

As atividades humanas e processos naturais podem causar fontes de contaminação nos ecossistemas com graves conseqüências ecotoxicológicas. 29.4 Destino dos poluentes

O destino dos poluentes são basicamente três conforme Figura (29.2): • Ar • Água: receptor final dos poluentes • Solo/sedimento



29-4

Figura 29.2-Esquema do destino dos poluentes

Fonte: Maranho, 2008

29.5 Transporte dos poluentes O transporte dos poluentes são cinco conforme Figura (29.3): • Ar: fotólises e reações com OH- • Agua: hidrólises, fotólises, oxidação e redução e biodegradação • Sedimento: hidrólises, degradação microbiana e oxidação/redução • Solo: fotólises, hidrólises, biodegradação e oxidação/redução • Biota: bioacumulação e metabolismo

Conforme as propriedades físico-químicas dos xenobióticos é que é determinando o transporte entre as diferentes fases do meio.

O agente tóxico (xenobiótico ou substância ou toxicante) é qualquer substância química que interagindo com um organismo vivo, é capaz de produzir um efeito tóxico seja este uma alteração funcional ou a morte.

A movimentação dos contaminantes nos meios é determinada por processos físicos relacionados às propriedades químicas dos compartimentos ambientais e dos contaminantes.



29-5

Figura 29.3-Esquema de transporte dos poluentes

Fonte: Maranho, 2008 29.6 Testes de toxicidade

Conforme Maranho, 2008 os testes de toxicidade é feito através de bioindicadores dos grandes grupos de uma cadeia ecológica e ligadas aos ambientes agrícolas. Assim são usadas:

• Produtores (algas) • Consumidores primários (microcustáceos) • Consumidores secundários (peixes, abelhas) • Decompositores (minhocas, microorganismos) Nos testes de toxidade se examinam sinais, sintomas e efeitos que causam desequilíbrio

orgânico. Não existe um ensaio que detecta todos os efeitos e portanto existe uma bateria de ensaios diferentes com vários critérios de toxicidade e conforme a situação específica.

Muitos testes crônicos são feitos com ovos e larvas de peixes e testes agudos podem ser feitos com minhocas, por exemplo ou com abelhas conforme Figura (29.4) e (29.5).



29-6

Figura 29.4-Testes de toxicidade Fonte: Maranho, 2008

Figura 29.5-Testes de toxicidade

Fonte: Maranho, 2008



29-7

29.7 CE 50 e CL 50 A toxidade pode ser aguda ou crônica. O EC50 é a efetiva concentração em mg/L ou

μg/L que produz em específico efeito mensurado em 50% de um organismo testado em determinadas condições de tempo em estudo.

CENO: concentração mais alta em que não se obtém efeitos estatisticamente significativos em relação ao controle.

CEO: concentração mais baixa em que são observados efeitos. Conforme Machado Neto, 2005 para peixes o CEO é a menor concentração nominal

do agente tóxico que causa efeito deletério estatisticamente significativo na sobrevivência e reprodução em 7 dias de exposição.

Valor crônico (VC): conforme Machado Neto, 2005 é a média geométrica dos valores CENO e CEO.

Conforme Machado Neto, 2005 a toxicidade aguda para peixes é definida por: Concentração letal inicial média CL (I)50,96: concentração nominal do agente químico

que causa efeito agudo (letalidade) a 50% dos organismos-teste em 96h de exposição. Como teste preliminar para determinar o intervalo de concentração pode ser usado as

espécies: o Brachydanio rerio (Cyprinidae) – paulistinha o Poecilia reticulata ou Phalocerus caudimaculatus (Poecilidae)- guarú.

Efeito tóxico agudo. A Resolução Conama 357/05 define efeito tóxico agudo: efeito deletério aos

organismos vivos causados por agentes físicos ou químicos, usualmente letalidade ou alguma outra manifestação que a antecede, em um curto período de exposição. Efeito tóxico crônico A Resolução Conama 357/05 define efeito tóxico crônico: efeito deletério aos organismos vivos causados por agentes físicos ou químicos que afetam uma ou várias funções biológicas dos organismos, tais como a reprodução, o crescimento e o comportamento, em um período de exposição que pode abranger a totalidade de seu ciclo de vida ou parte dele.

29.8 Fases da intoxicação

As fases da intoxicação são basicamente quatro abaixo explicadas conforme Maranho, 2008.

Fase da exposição:a primeira fase da intoxicação é a fase da exposição, que depende

da via de introdução, freqüência e da duração da exposição, concentração xenobiótico, das propriedades físico-químicas do agente e de fatores relacionados à suscetibilidade individual.

Fase de toxicinética: processos desde a disponibilidade química até a concentração do

toxicante nos órgãos alvo (absorção, distribuição, armazenamento, biotransformação e eliminação de substâncias inalteradas e/ou metabólitos.

Fase da toxicodinâmica: mecanismos de interação entre o toxicante e os sítios de ação



29-8

dos organismos. Efeitos nocivos decorrentes da ação tóxica.

Fase clínica: sinais, sintomas e alterações detectáveis por provas diagnósticas que caracterizam os efeitos deletérios ao organismo.

29.9 Principais efeitos deletérios

Conforme Maranho, 2008 os principais efeitos deletérios são: • Alterações cardiovasculares e respiratórias • Alterações do sistema nervoso • Lesões orgânicas: totoxicidade, hepatotoxicidade, nefrotoxicidaded, etc. • Lesões carcinogênicas/ tumorigênicas • Lesões teratogênicas (malformações do feto) • Alterações genéticas como:

o Aneuploidização: ganho ou perda de um cromosso inteiro o Clastogênese: aberrações cromossônicas com adições, falhas, re-arranjos

de partes de cromossomos. o Mutagênese: alterações hereditárias produzidas na informação genética

armazenada no DNA( ex. radiações ionizantes). Infertilidade masculina, feminina ou mista

o Teratogênese provocada por agentes infecciosos ou drogas o Aborto precoce ou tardio

Alterações da capacidade reprodutora Exemplos: Vitamina A: atraso mental, cérebro e coração Talidomida: coração e membros Fenobarbital: palato, coração e atraso mental Cloranfenicol: aplasia medular

20.10 Interações entre os agentes tóxicos sobre os organismos

Conforme Maranho, 2008 temos: o Efeito aditivo: o efeito tóxico final é igual à soma dos efeitos produzidos

separadamente. o Efeito sinérgico: o efeito final é maior que a soma dos efeitos individuais o Potenciação: o efeito de um xenobiótico é aumentado por interagir com outro

toxicante que originalmente, não produziria tal efeito. o Antagonismo competitivo: quando um toxicante reduz o efeito do outro, no final o

efeito tóxico será menor. o Antagonismo químico: o antagonista reage com o responsável pela ação,

inativando-o. o Antagonismo funcional: quando dois antagonistas agem sobre o mesmo sistema,

produzindo efeitos contrários.



29-9

20.11 Bioindicadores São espécies animais ou vegetais que indicam precocemente a existência de

modificações bióticas (orgânicas) e abióticas (físico/químicas) de um ambiente. São organismos que ajudam a detectar diversos tipos de modificações ambientais antes que se agravem e ainda a determinar qual o tipo de poluição que pode afetar um ecossistema conforme Maranho, 2008.

Precisamos monitorar o meio ambiente 29.12 Ensaios de toxicidade

Um dos grandes objetivos da ecotoxicologia é conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 determinar a concentração do agente químico que causa, ou não, efeito sobre uma população de organismos teste.

Os efeitos poder ser classificados conforme Figura (29.6) em: • Efeitos agudos: quando as concentrações tóxicas são mais elevadas. • Efeitos crônicos: quando as concentrações tóxicas são menos severas.

Figura 29.6- Relação concentração-resposta

Fonte: USEPA, 2000 in Zagatto e Bertoletti, 2006 Concentração Letal mediana (CL50) e concentração efetiva (CE) Conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 nos ensaios de toxicidade aguda procura-se estimar a concentração da substância-teste que causa efeito a 50% da população exposta durante um período de tempo de 24h, 48h, 72h ou 96h.

Na Figura (29.7) entrando na ordenada com 50% obtemos CL50 na abscissa.



29-10

Figura 29.7- Mortalidade de uma população de peixes exposta a um agente químico.

Entrando com 50% achamos CL50. Fonte: Zagatto e Bertoletti, 2006

29.13 Impacto ecotoxicológico

Nieto, 2008 fez um estudo do impacto ecotoxicológico no Estado de São Paulo para avaliar os diversos ramos industriais cujos efluentes são lançados em corpos hídricos. Foram coletadas 90 amostras e fizeram testes de toxicidade aguda com Daphnia similis e ainda foram comparados os resultados as tradicionais análises físico-químicas e biológicas.

Foi usada metodologia da ABNT para o uso da Daphnia similis bem como o uso de CE50/ 10 que foi comparado com o valor CER definido como:

CER= vazão média do efluente x 100/ vazão média do efluente + Q7,10 do corpo receptor. CER ≤ CE50/ 100

Os resultados foram que os tratamentos feitos com projetos e bem operados tiveram uma remoção significativa da toxicidade.

De 32 amostra 66% tinham o potencial para acarretar impactos aos organismos aquáticos dos corpos receptores.

Funcionou o teste de toxicidade com Daphnia similis constituindo uma ferramenta indispensável para previsão do impacto dos efluentes industriais nos corpos de água receptores. 29.14 Índice de proteção da vida aquática (IVA)

A CETESB para o Estado de São Paulo elaborou o índice IVA que é uma composição de dois índices, o IET (Índice do estado trófico) e do IMPCA que o índice de parâmetros mínimos para a proteção da comunidade aquática, que incorpora grupo de agentes químicos como: cobre, zinco, chumbo, cromo, mercúrio, níquel, cádmio, surfactantes e fenol bem como oxigênio dissolvido, pH e toxicidade crônica.



29-11

Conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 a mortandade de organismos aquáticos são freqüentes em ambientes naturais que sofrem efeitos provocados por ações antrópicas. É citado exemplos, como contaminação por cianeto no ribeirão Euzébio Matoso na cidade de Franco da Rocha causado por uma indústria de galvanoplastia. Houve mortandade de peixes por asfixia.

Os ensaios feitos com Daphinia Similis e Ceriodaphinia dúbia constataram mortandade de peixes no reservatório Billings na cidade de São Paulo. 29.15 Cianobactérias

Conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 as cianobactérias existem há 3,5 bilhões de anos, sendo descoberta em fósseis em rochas sedimentares encontradas no noroeste da Austrália.

As cianobactérias ou cianofíceas (algas azuis) crescem muito em temperatura entre 15 a 30ºC, pH entre 6 a 9 e concentração de nutrientes como fósforo e nitrogênio.

As cianobactérias produzem as cianotoxinas que são caracterizadas por ação rápida causando a morte por parada respiratória em poucos minutos após exposição.

As florações ou “blooms” se caracterizam pelo intenso crescimento desses microorganismos na superfície da água, formando densa camada de células com vários centímetros de profundidade, com conseqüências para a saúde pública.



29-12

29.16 Sulfato de cobre e peróxido de hidrogênio Atualmente para combater o crescimento de algas cianofíceas são usados o sulfato

de cobre e o peróxido de hidrogênio. Na represa do Guarapiranga em São Paulo utilizam-se 4 toneladas/dia de sulfato de cobre para combate as algas Chroococcales e são usados também o peróxido de hidrogênio em menor quantidade para o controle das cianofíceas filamentosas que são mais resistentes ao cobre conforme Zagatto e Bertoletti, 2006.

29.17 Unidade tóxica (UT)

Uma medida muito usada pela CETESB é a chamada unidade tóxica (UT) definida assim:

UT= 100/ CE50 ou UT= 100/CL50

Uma outra maneira de se apresentar é a carga tóxica do efluente que é a multiplicação da vazão do efluente em L/s pela unidade tóxica.

Zagatto e Bertoletti, 2006 salientam a importância da carga tóxica para poder ver qual o efluente que contribui mais para as cargas tóxicas. Exemplo 29.1

Seja um rio com vazão de 4,36 L/s e CE50= 33,9%. Achar a unidade tóxica UT e a carga tóxica.

UT= 100/CE50= 100/33,9=3,0 Carga tóxica = UT x vazão= 3,0 x 4,36 L/s= 13,1 UT x L/s

29.18 Partição Thomann e Muller, 1987 destacam três características das substâncias tóxicas com relação aos poluentes tradicionais que são:

a) Tendência de se formar particulados no corpo da água (aderência das substancias tóxicas a partículas em suspensão ou coloidal)

b) Tendência de certos produtos químicos se concentrarem nos organismos aquáticos e transferindo para a cadeia alimentar.

c) Tendência de certos produtos químicos serem tóxicos mesmo com baixas concentrações (μg/L).

Conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 os sedimentos podem ser considerados uma das

matrizes mais complexas existentes nos ecossistemas aquáticos. O sedimento constitui-se tipicamente por uma mistura de argila, areia, sais minerais e

matéria orgânica. Em um rio ou lago temos a coluna de água e os sedimentos. Na coluna de água e no sedimento se processam inúmeros fenômenos químicos e

físicos que conforme Thomann e Muller, 1987 são: 1. Sorção e adsorção entre as formas dissolvidas e particuladas na coluna de água e

no sedimento. Notar que não é somente na coluna de água, mas acontece também nos sedimentos que estão depositados no fundo de um reservatório.

2. Deposição e ressuspensão de particulados entre o sedimento e a coluna de água. 3. Difusão que é a troca entre o sedimento e a coluna de água



29-13

4. Perda química devida a biodegradação, volatização, fotólise e os reações bioquímicas.

5. Ganho químico devido às reações químicas e bioquímicas. 6. Transporte do tóxico por advecção do escoamento do fluido e mistura

dispersiva. 7. Deposição e perda química no fundo dos sedimentos.

A Figura (29.8) é muito ilustrativa mostrando a sorção e desorção nas fases dissolvidas e particulado tanto na coluna de água como na de sedimento, sendo que neste caso a fase dissolvida fica no que se chama água intersticial. Notar também a sedimentação e ressuspensão, bem como a difusão entre o sedimento e o material dissolvido. O transporte da água é a advecção e a entrada de sólidos é o TSS (sólido total em suspensão) e que também está a entrada do produto tóxico.

Figura 29.8- Esquema das principais fenômenos químicos das substâncias tóxicas Fonte: Thomann e Di Toro et al, 1983

Conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 é muito importante na ecotoxicologia de ambientes aquáticos a partição das espécies químicas entre as diversas fases. O coeficiente de partição Kp é a distribuição de um soluto químico entre duas fases termodinamicamente em equilíbrio ou estado estacionário e é calculado pela razão da concentração da dada espécie.



29-14

O coeficiente de partição Kp do PCB, por exemplo, varia de 100.000 L/kg a 1000.000 L/kg conforme Tabela (29.1). Conforme Sawyer, 1994 o coeficiente de partição do líquido octanol e a água Kow é muito importante pois é a partir dele que determinamos o coeficiente de partição do líquido que estamos estudando.

Na Tabela (29.1) apresentamos os valores de Kow.

Tabela 29.1-Coeficiente de partição Kp de diversos produtos químicos Produtos químicos Coeficiente de partição Kp

(L/kg) Metais pesados (Cd, Cu, PB, Zn) 10.000 a 100.000 Benzo-a-pireno 10.000 a 100.000 PCB 100.000 a 1.000.000 Plutonium-239 10.000 a 100.000 Methoxychlor 10.000 Napthalene 1000

Fonte: Thomann e Mueller, 1987 Conforme Sawyer, 1994 temos o coeficiente de partição Kp que é fornecido em Litros/kg de sólido e o coeficiente de partição de carbono orgânico Koc que é calculado por.

Koc= 0,63 x Kow O valor da partição Kp é:

Kp= Koc x foc Sendo: Kp= coeficiente de partição em litros/kg. Thomann e Muller, 1987 usa o símbolo ¶ Kow= coeficiente de partição do líquido octanol e o líquido água. Koc= coeficiente de partição do carbono orgânico normalizado foc= fração de carbono orgânico. É o peso do carbono orgânico dividido pelo sólido total em suspensão. Geralmente está entre 0,001 a 0,1 conforme Thomann e Muller, 1987. Conforme Thomann e Muller, 1987 a partição é um equilíbrio entre os materiais particulados e dissolvidos.

Em resumo temos: Fração de material dissolvido fd= (1+Kp)-1 Fração de material particulado fp= Kp/ (1+Kp) Soma do material particulado + material dissolvido fd +fp= 1 Sendo:

fp= fração do material particulado fd= fração do material dissolvido

Exemplo 29.1 O exemplo foi extraído de Thomann e Muller, 1987 Um corpo de água tem 100mg/L de sólidos em suspensão. Calcular a fração tóxica do particulado e dissolvido do PCB e do Naphatalene dados: Kp= coeficiente de partição do PCB= 100.000 Litros/kg



29-15

Kp= coeficiente de partição do Napthlente= 1000 Litros/kg Para o particulado temos:

fd= (1+foc .Kp)-1 fd= (1+100mg/L x 100000 L/kg)-1

Acertando as unidades pondo Kg em mg temos: fd= (1+100mg/L x 100000 L/1000x1000mg)-1

fd= (1+10) -1 =0,09 Portanto, o material particulado será: fp= 1- fp= 1-0,09= 0,91 Para o Napthelene temos:

fd= (1+focxKp)-1 fd= (1+100mg/L x 1000 L/kg)-1

Acertando as unidades pondo Kg em mg temos: fd= (1+100mg/L x 1000 L/1000x1000mg)-1

fd= (1+0,1) -1 =0,91 Portanto, o material particulado será:

fp= 1- fp= 1-0,91= 0,09

Tabela 29.2- Valores das frações dissolvidas e particuladas Substância orgânica Partição Kp

(L/kg) Fração dissolvida

fp Fração particulada

fp PCB 100.000 0,09 0,91 Napthalene 1000 0,091 0,09

Fonte: Thomann e Muller, 1987

Conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 em um sistema aquático que possui uma carga de sólidos totais suspensos contendo determinado teor de matéria orgânico, pode-se assumir um equilíbrio e calcular a fração percentual do contaminante que se encontra livre na água (dissolvido) representado por Cw.

Cw= Ctotal / (1 + foc x Koc) Sendo: Koc= coeficiente de partição carbono orgânico-água foc= fração de carbono orgânico em peso do particulado Ctotal= carga total de sólidos em suspensão Cw= fração porcentual que se encontra livre na água (dissolvido) Kp= foc x Koc

Observar na Figura (29.8) que para um determinado valor de Koc para um dado ter de TSS (sólidos totais em suspensão), maior será o porcentual de contaminante livre dissolvido na água e por conseguinte, maior será, potencialmente, a toxicidade do mesmo à comunidade biótica conforme Zagatto e Bertoletti, 2006.



29-16

Figura 29.8-Distribuição da fração livre (dissolvida) de contaminantes orgânicos em sistemas aquáticos

em função da carga de sólidos totais suspensos (TSS), em que Koc é o coeficiente de partição entre partículas e a água com base no teor de carbono orgânico.

Fonte: Spacie et al, 1995 in Zagatto e Bertoletti, 2006. 29.19 Substâncias bioacumuláveis

Conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 existem substâncias bioacumuláveis que são os metais: cádmio, chumbo, cobre, mercúrio, níquel e zinco, PCBs, PAHs (sobretudo o benzo-a-pireno), dioxinas e furanos nas águas, sedimentos e organismos aquáticos. Os metais como mercúrio, cádmio, chumbo e cobre sãos os metais pesados mais importantes que se acumulam nos organismos aquáticos. Acumulam-se também os pesticidas organoclorados e os PCBs. 29.20 Legislação existente A legislação federal Conama 357/05 estabelece que os efluentes de qualquer fonte poluidora somente poderão ser lançados direta ou indiretamente nos corpos de água desde que obedeçam o artigo 34. Para o Estado de São Paulo o controle ecotoxicológico de efluentes líquidos é estabelecido pela Resolução SMA-03/2000. A Resolução SMA-03/2000 estabelece que a diluição do efluente no corpo receptor fixa a toxicidade permissível:

DER ≤ CE50/100 DER ≤ CL50 /100

ou DER ≤ CENO/10

Sendo: DER= diluição do efluente no corpo receptor em % CE50= concentração do efluente que causa efeito agudo a 50% dos organismos aquáticos em determinado período de exposição em %.



29-17

CL50= concentração do efluente que causa efeito agudo (letalidade) a 50% dos organismos aquáticos em determinados períodos de exposição em % CENO= concentração do efluente que não causa efeito crônico observável em determinado período de exposição em %. Conforme Zagatto e Bertoletti, 2006 o cálculo da diluição do efluente no corpo receptor (DER) é efetuado pela equação: DER= Vazão média do efluente x 100/ (vazão média do efluente+vazão de referência do corpo receptor em Q7,10) 29.21 Sorção

McCutchecon et al, 1993 informa que a sorção é o termo genérico para descrever a aderência de moléculas dissolvidas na superfície de sólidos característico de muitos produtos químicos orgânicos, isótopos radiativos, metais e outros geoquímicos. Esta aderência se dá nas águas de rios, lagos, nas águas subterrâneas e no solo. A aderência é chamada de partição química, havendo então uma fase dissolvida e outra fase de particulados, que estão aderidos aos sólidos.

O processo de sorção é influenciado pela turbulência da água, das moléculas ao redor do fluido, da carga da face dos sólidos, da carga das moléculas e de outras condições termodinâmicas.

Conforme McCutchecon et al, 1993 há três categorias básicas de contaminantes: 1. Contaminantes de orgânicos neutros ou não polar como PCB

(polychlrinated biphenyls e pesticidas como DDT. 2. Metais 3. Contaminantes orgânicos ionizante. A partição de metais em fase dissolvida e particulada pode ser prevista.

Existem produtos que tem hidrofobia pela água e são praticamente empurrados para as superfícies dos sólidos. Fase dissolvida

Thomann e Muller, 1987 definiram que material dissolvido é todo aquele que passa num filtro de 0,45μm e o material retido é chamado de material particulada. Apesar desta definição constar em Thomann e Di Toro, 1983 ainda continua sendo usada mesmo em literatura técnica mais recente como em Calstrans, 2003. Equilíbrio

Em muitos casos há um equilíbrio na fase dissolvida e na fase de particulado, havendo portanto uma sorção e dessorção. Em geral contaminante orgânico não-polar ou neutro como o PCB demoram de 1 mês a 3 meses para adquirir o equilíbrio, enquanto que metais como o zinco pode demorar em um rio somente 1 mês para estabelecer o equilíbrio em a fase dissolvida e a fase particulada.

As fases de equilíbrio segundo McCutchecon et al, 1993 ainda não estão precisas em suas medições, tendo sido usadas as mesmas iniciais e copiadas para se ter o coeficiente de partição preciso.



29-18

Mobilidade É a tendência é um termo termodinâmico usado por McCutchecon et al, 1993 que

descreve a tendência dos produtos químicos se moverem na fase dissolvida e fase particulada nas partículas em suspensão, partículas coloidais, plâncton e peixes. Sorção de metais

Existe conforme McCutchecon et al, 1993 três processos importantes de sorção em metais que são:

1. adsorção física que são as forças de Van der Waals 2. adsorção química devido as ligações químicas entre os íons dissolvidos ou

moléculas e superfície da partículas. 3. troca iônica onde há uma troca de íons muitas vezes chamadas de troca catiônica

que é inclusive é medida a capacidade catiônica das argilas em meq/kg.

Outros fatores que afetam a qualidade das águas Afetam a qualidade da água fatores como:

• hidrólise que é a reação química da substancia com a água formando novas ligações

• biodegradação em que os contaminantes orgânicos que alimentam as algas e aumentam a eutrofização e consomem oxigênio da água

Substâncias tóxicas em estradas de rodagem As estradas de rodagem produzem grande quantidade de produtos orgânicos e inorgânicos potencialmente tóxicos que são trazidos pelo runoff (escoamento superficial) e os quais estão também associados a fração coloidal das partículas.



29-19

29.22 Curiosidades Barragens no Estado de São Paulo no Rio Tietê

Figura 29.9- Barragens no rio Tietê no Estado de São Paulo

Figura 29.10- Livros famosos sobre o meio ambiente



29-20

Figura 29.11- Curiosidades

Figura 29.12- Classe de tóxicos



29-21

Figura 20.13- Coluna de água e sedimentos

29.23 Portaria 518/04 do Ministério da Saúde



29-22



29-23

29.24 Bibliografia e livros consultados -AQUATOX REALEASE 2. Modeling environmental fate and ecological effects in aquatic ecosystems. USEPA, 2004. -CALTRANS (CALIFORNIA DEPARTMENT OF TRANSPORTATION). A review of the contaminants and toxicity associated with particles in stormwater runoff. Agosto, 2003. -FERCINOLA, NILDA A. G. G. Toxicologia Ambiental. 3º encontro técnico anula da ASEC- Associação dos engenheiros da CETESB, junho, 2002. -LOPES, ALVARO TEIXEIRA. Ecotoxicologia. Universidade Évora, 2002, Faculdade de Farmácia, Lisboa. -MACHADO NETO, JOAQUIM GONÇALVES. Ecotoxicologia dos agrotóxicos e saúde ocupacional. Nov/ 2005. -MARANHO, LUCINEIDE APARECIDA. Ecotoxicologia, 2008 (?). Bióloga. -MCCUTCHECON, STEVE C. et al. Water Quality. In Maidment, David R. Handbook of hydrology, 1995. -MESURERE, KAREAL E FISH, WILLIAN. Behavior of runoff derived metals in a detention pond system. Water, Air and Soil Pollution 47: 125-139, 1989. -NIETO, REGIS. Caracterização ecotoxicológica de efluentes líquidos industriais- Ferramenta para ações de controle da poluição das águas. Engenheiro químico da CETESB, ABES, XXVI Congresso Interamericano de Engenharia Sanitária e Ambiental. -NIETO, REGIS. Controle da poluição das águas em indústrias têxteis. CETESB. -PORTARIA 518 DE 25 DE MARÇO DE 2004 que estabelece os procedimentos e responsabilidades relativos ao controle e vigilância da qualidade da água para consumo humano e seu padrão de potabilidade, é dá outras providências. Ministério da Saúde. -RESOLUÇÃO CONAMA 357/2005 que dispõe sobre a classificação dos corpos de água e diretrizes para o seu enquadramento, bem como estabelece as condições e padrões de lançamento de efluentes, e dá outras providências. -SAWYER, CLAIR N. et al. Chemistry for environmental engineering. Mcgraw-hill, 4a ed, 1994, 658 páginas. -THOMANN, ROBERT e MUELLER, JOHN. Principles of surface water quality modeling and control, HarperCollins, 1987, 644páginas. -THOMANN, ROBERT V. E DI TORO, DOMINIC. Physico-chemical model of toxic substances in the Great Lakes. Agosto, 1983 -ZAGATTO PEDRO A. e BERTOLETTI, EDUARDO. Ecotoxicologia aquáticas- princípios e aplicações. Editora Rima, 2006, 464páginas.

Curso de esgotos Capítulo 30- Estação elevatória de esgotos sanitários


30-1

Capitulo 30- Estação elevatória de esgotos sanitários 30.1 Introdução

O dimensionamento de bombas e motores já foi explicado no curso de redes de água. A única diferença que existe é que no dimensionamento temos que prever um poço de sucção e que a detenção do esgoto no referido poço não passe de 20min.

Existe a norma da ABNT NBR 12208/92 Projeto de Estações elevatórias de esgoto sanitário que é a antiga NB-569/1989. 30.2 Velocidades Conforme a NBR 12208/92 as velocidades na sucção e recalque são:

• Sucção: 0,50m/s ≤ V ≤ 1.50m/s • Recalque: 0,60m/s ≤ V ≤ 3,00m/s

As tubulações terão o diâmetro mínimo de 100mm. 30.3 Dimensionamento do poço de sucção

Vamos seguir os ensinamentos de Crespo, 2001 que no dimensionamento de um poço de sucção é necessário atender duas exigências básicas:

• Intermitência na partida das bombas • Tempo de detenção de esgotos

Nas Figuras (30.1) a (30.4) temos os vários tipos de estação elevatória de esgotos

sanitários.

Figura 30.1- Corte esquemático de uma elevatória convencional com bombas de eixo horizontal.

Fonte: Fernandes, 1997



30-2

Figura 30.2- Elevatória com bombas de eixo horizontal. Fonte: Fernandes, 1997

Figura 30.3- Elevatória com bombas de eixo vertical. Fonte: Fernandes, 1997



30-3

Figura 30.4- Instalação típica para bombas Flygt.


Na Figura (30.5) temos vários tipos de sucção de bombas para elevatória de esgotos sanitários.

Figura 30.5- Formas de sucção e respectivas submergências.




30-4

30.4 Tempo de detenção média. Conforme a NBR 12208/92 o maior tempo de detenção deve ser de 30min.

30.5 Vazões iniciais e finais

As vazões a serem consideradas são: Qi= vazão afluente no inicio do plano desprezando a variação horária K2. Qf= vazão afluente no fim do plano. 30.6 Volume do poço de sucção

È o volume compreendido entre os níveis máximo e mínimo de operação das bombas conforme NBR 12208/92. 30.7 Número de bombas

Conforme a NBR 12208/92 devem ser previstos dois conjuntos motor-bomba, cada um com capacidade para recalcar a vazão máxima, sendo um deles reserva.

No caso de mais de dois conjuntos, o reserva instalado deve ter capacidade igual à do conjunto de maior vazão.

Quando forem adotadas bombas de rotação constante, recomenda-se que os conjuntos motor-bomba sejam iguais.

O limite máximo de rotação recomendado pela NBR 12208/92 é de 1800 rpm. 30.8 Volume útil

Conforme NBR 12208/92 o volume útil deve ser calculado, considerando a vazão da maior bomba a instalar (quando operada isoladamente) e o menor intervalo de tempo entre as partidas consecutivas do seu motor de acionamento, conforme recomendado pelo fabricante.

30.9 Dimensionamento do poço de sucção

O volume do poço é dado pela seguinte relação: Vd= A x H

Sendo: Vd= volume do poço (m3) A= área do poço (largura x comprimento) (m2) H= distância vertical entre o NA médio e o fundo do poço (m).

Admite-se que o NA médio corresponde a um nível eqüidistante entre o NAmax e o NAmin. Segundo Crespo, 2001 a vazão mínima é uma variável difícil de ser fixada. A vazão mínima representa uma grandeza tão pequena que inviabiliza o cálculo para determinar o volume máximo do poço. Para o cálculo da vazão mínima considera-se a vazão média de fim de plano sem considerar a infiltração e dividida por 4.

Qmin= Qmédio/ 4 Sendo: Qmin= vazão mínima (m3/min) Qmédio= vazão média de fim de plano sem considerar infiltração (m3/min)



30-5

O tempo de detenção de esgoto no poço de sucção é dado pela seguinte equação conforme Crespo, 2001.

T= Vd/Qmin Sendo: T= tempo de detenção do esgoto no poço de sucção (min) Vd= volume do poço de sucção (m3) Qmin= vazão mínima (m3/min) 30.10 Intermitência na partida das bombas

Conforme Crespo, 2001 o intervalo de duas partidas consecutivas de uma mesma bomba denomina-se intermitência das partidas. A média considerada entre duas partidas consecutivas é de 10min.

A bomba não deve ter mais de 5 ou 6 partidas por hora e caso não seja feito isto teremos problemas na vida útil dos equipamentos.

Admitindo-se intervalo de 10min de intermitência o volume mínimo do poço de sucção será:

V= t x Qb/ 4 Admitindo t=10min entre duas partidas temos: V= t x Qb/ 4 V= 10 x Qb/ 4= 2,5 Qb

V= 2,5 x Qb Sendo: V= volume mínimo do poço de sucção entre o Namax e o Namin (m3) Qb= capacidade nominal da bomba (m3/min) Exemplo 30.1- Extraído de Crespo, 2001 Dimensionar um poço de sucção de uma estação elevatória de uma cidade com:

• População de 50.000hab • Quota per capita: 150 L/dia x hab • Extensão da rede coletora: 50km • Taxa de infiltração: 0,5 L/s x km • Coeficientes de vazão: • K1= 1,2 coeficiente de vazão no dia de maior consumo • K2= 1,5 coeficiente de vazão na hora de maior consumo • Número de bombas: 2 +1

Solução: Vazão média

Qmédia= (50000hab x 150 L/dia x hab)/ 86400s= 86,8 L/s Vazão máxima sem infiltração

Qmax= 86,81 L/s x 1,2 x 1,5 = 156,25 L/s Vazão de infiltração:

50 km x 0,5 L/s x km= 25 L/s Vazão de projeto

Q= 156,25 L/s + 25,0 L/s= 181,25 L/s



30-6

Vamos ter duas bombas funcionando e mais uma de reserva. Portanto, a vazão de cada bomba Qb será:

Qb= 181,25 L/s / 2= 90,63 L/s= 5,44 m3/min V= 2,5 x Qb

V= 2,5 x 5,44m3/min= 13,59m3

Admitindo-se uma distância vertical entre o Namax e o Namin de 0,80m teremos: Área do poço: Vd= A x H

A= Vd/ H H=0,80m Vd=13,59m3

A= Vd/H=13,50m3/ 0,80m= 16,99m2

Considere-se que a disposição das bombas na estação elevatória exige um comprimento do poço na horizontal igual a 7,40m.

Largura do poço= 16,99m2/ 7,40m= 2,30m Verificação do volume do poço de sucção para respeitar o tempo de detenção

máximo permitido; T= Vd/ Qmin

Sendo: T= templo de detenção (min) Vd= volume do poço ente o Na médio e o fundo do poço (m3) Qmin= vazão mínima de projeto (m3/min)

Distância entre o Namin e o fundo do poço: 0,96m. Este valor é fixado de modo que o Namin fique em cota igual ao topo do rotor. Distância vertical entre o Na médio e o fundo do poço:

0,80/2 + 0,96= 1,46m Vd= 1,36 x 7,40 x 2,30= 23,15m3

Vazão mínima Qmin Qmédio= (50000 x 150/ 1000 x 24 x 60) = 5,21m3/min

Qmin= Qmédio/ 4= 5,21/4= 1,30 m3/min

T= Vd/ Qmin = 23,15m3/ 1,30m3/min= 17,81 min < 20min OK.



30-7

Figura 30.6- Esquema do NA max, Na min



30-8

30.11 Modelo Paulo S. Nogami

O prof dr. Paulo S. Nogami apresentou em 1973 para sistemas elevatórios de esgotos o seguinte modelo.

Recomendou que o período de detenção não exceda de 30min em qualquer caso. Recomendou ainda que o número de partida do motor não ultrapasse de 10, o que

limita a 6 minutos o ciclo ente dois inícios de bombeamento. Nogami, 1973 citou as seguintes expressões:

V= q x p p= V/ q

Sendo: V= volume útil do poço de tomada q= vazão de chegada p= período de parada da bomba

V= (Q –q) x f f = V/ (Q – q)

Sendo: V= volume do poço Q=vazão de bombeamento q= vazão de chegada f= período de funcionamento da bomba

Exemplo 30.2- Extraído de Paulo S. Nogami, 1983

Determinar o volume útil de um poço de tomada de uma estação elevatória que deverá receber uma vazão média anual de 16 L/s. As vazões máxima e mínima correspondem, respectivamente a 2 vezes a metade da vazão média. Indicar a capacidade da bomba e calcular os períodos de funcionamento e parada da bomba para quando a vazão de chegada for mínima.

Volume do poço

V= 0,016m3/s x 10min x 60s= 9,6 m3 Capacidade adotada para a bomba: 35 L/s ( > 32 L/s)

Período de funcionamento para a vazão mínima

Vazão mínima= 0,5 x 16 L/s= 8 L/s= q Q= 35 L/s V= 9600 Litros

f = V/ (Q – q)

f = 9600/ (35 – 8) = 355 s= 5,9min Tempo de detenção no poço de sucção

p= V/q p= 9600/8 = 1200s= 20min < 30mim OK



30-9

Exemplo 30.3- Extraído de Fernandes, 1997 Dimensionar o volume do poço úmido e a potência instalada para desnível geométrico de 6,60m.

Dados: 805 casas 5 pessoas/casa Distância: 408m Rede coletora a montante: 4,30Km.

Solução: População de projeto

P= 805casas x 5 pessoas/casa= 4025 pessoas Quota per capita= 150 L/dia x pessoa Coeficiente de retorno= C= 0,80 V= 0,80 x 0,150 x 4025= 483m3/dia= 5,59 L/s K1= 1,25 K2=1,40 K3=0,60

Taxa de infiltração= TI= 0,000 5 L/s x m Contribuição doméstica no dia de maior consumo:

Qd= K1 x 483000 Litros/ 86400s= 1,25x 483000 Litros/ 86400s =6,99 L/s Contribuição doméstica na hora de maior consumo:

Qd,max= K2 x Qd= 1,40 x 6,99= 9,79 L/s Vazão máxima de projeto em tempo de chuva

Qh,max= 9,79 + 0,0005 x 4300m= 11,94 L/s Vazão mínima em tempo de seco

Qmin= K3 x 483000/86400= 0,60 x 483000/86400= 3,35 L/s Pré-dimensionamento do volume

Admitindo um período de parada de 10min quando a vazão de chegada corresponde a Qd teremos:

V= tp x Qd = ( 10min x 60s) x 6,909/1000= 4,19m3 Adotamos V=4,0m3 Testando este valor para:

1) para máxima (vazão de chegada mínima) tp,max = V/ Qmax= 4000 /(3,35 x 60)= 19,90 min < 20min OK.

2) Funcionamento mínimo (vazão de chegada mínima) para Qmax= 11,94 L/s e

analisando-se as circunstâncias do problema com uma só bomba funcionando com capacidade Qb= 12 L/s.

tf, min= V/ (Qb- Qmin)= 4000/ ( 12,0- 3,35) x 60= 7,71min

3) Número máximo de partidas por hora (quando a vazão de chegada for mínima indica máxima parada com mínimo funcionamento).

N= 60min / (tp, max + tf, min)= 60/ (19,90+7,71)=60/27,61= 2,14 < 4 OK Assim conclui-se que o volume de 4,00m3 satisfaz as condições de impedimento de

septicidade e sedimentação e número máximo de partidas por hora.



30-10

Potência instalada

Dr= diâmetro da canalização de recalque Fórmula de Bresse Dr= 1,3 x Qb 0,5= 1,3 x 0,012 0,5= 0,142m Se Dr=150mm tem-se Vr=0,68m/s Se Dr=125mm tem-se Vr= 0,97m/s então adota-se no recalque Dr=125mm e na

sucção será Ds=150mm. Altura manométrica H Empregando Hazen-Willians C=80 ferro fundido

10,643 . Q 1,85

J = ----------------------- C1,85 . D4,87 Sendo: J= perda de carga em metro por metro (m/m); Q= vazão em m3/s;

C= coeficiente de rugosidade da tubulação de Q= 12 L/s achamos J=0,0224 m/m Supondo comprimento virtual para as perdas localizada equivalentes a 26m

encontram-se: H= 0,0224 (26+408)= 16,32m Potência instalada 1) Potência da bomba Qb= 12 L/s rendimento bomba= 66% rendimento do motor=80% Pb= (12 x 16,32)/ (75 x 0,66x 0,80)= 4,9 CV= 4,95 x 0,986=4,88 HP Folga de 20% ( 5HP a 10 HP) Pt= 1,20 x 4,88= 5,48 HP Adoto: Pt= 6 HP Teremos dois motores de 6 HP cada, sendo um de reserve.



30-11

30.12 Grades de barras

Quando a vazão for maior que 250L/s a limpeza das grades deverão ser mecanizadas.

30.13 Gerador de emergência

Conforme a NBR 12208/92 no ponto de entrada de energia elétrica, deve ser previsto dispositivo que permita a ligação de gerador de emergência. 30.14 Fórmula de Hazen-Willians

A formula de Hazen-Willians é usada para tubos com diâmetro maiores que 50mm;

10,643 . Q 1,85

J = ----------------------- C1,85 . D4,87 Sendo: J= perda de carga em metro por metro (m/m); Q= vazão em m3/s; C= coeficiente de rugosidade da tubulação de Hazen-Willians; D= diâmetro em metros.

Obtemos: Qo= (C1,85 . D4,87 . J / 10,643) (1/1,85)



30-12

Figura 30.7- Nomograma para a equação de Hazen-Willians para C=100

Fonte: Hammer, 1979



30-13

Figura 30.8- Fatores de correção para determinação da perda de carga com valores diferentes de C=100.

Fonte: Hammer, 1979 Exemplo 30.4 Para a vazão de 12 L/s, diâmetro D=100mm na Figura (30.7) achamos a perda Hf= 40/1000 Como queremos C=80 olhando a Figura (30.8) achamos K=1,51

Portanto, Hf= K x 40/1000= 1,51 x 40/1000=0,0604m/m



30-1

30.15 Bibliografia e livros consultados -ABNT NBR 12208/92, Projeto de Estações elevatórias de esgoto sanitário. -CETESB. Sistemas de esgotos sanitários. Faculdade de Saúde Pública e CETESB, 1973, 418 páginas. -CRESPO, PATRICIO GALLEGOS. Elevatórias nos sistemas de esgotos. Editora UFMG,2001, 290páginas. -CRESPO, PATRICIO GALLEGOS. Sistemas de esgotos. Editora UFMG, 1997, 129páginas. -FERNANDES, CARLOS. Esgotos sanitários. Editora Universitária, João Pessoa, 1997, 433 páginas. -HAMMER, MARK J. Sistemas de abastecimento de água e esgotos. Editora Livros Técnicos, 1979, 563 páginas. -NOGAMI, PAULO S. Estação elevatória de esgoto. In Sistema de esgotos sanitários, 1973, Faculdade de Saúde Publica e CETESB, 416páginas.

Curso de rede de esgotos Capitulo 32- Caixa de retenção de óleo e sedimentos

Engenheiro Plínio Tomaz 21 de julho de 2008 [email protected]

32-1

Capítulo 32 Caixa de retenção de óleo e sedimentos

As pessoas ficam surpresas quando aprendem que muito pouco da precipitação destina-se para a recarga de aqüíferos subterrâneos. Darrel I. Leap in The Handbook of groundwater engineering.



32-2

Sumário Ordem Assunto Capitulo 32- Caixa de retenção de óleos e sedimentos 32.1 Introdução 32.2 Densidade gravimétrica 32.3 Tipos básicos de separadores por gravidade óleo/água 32.4 Vazão de pico 32.5 Método Racional 32.6 Equação de Paulo S. Wilken para RMSP 32.7 Vazão relativa ao volume WQv que chega até o pré-tratamento usando o Método Racional para P= 25mm e P=13mm.

32.8 Critério de seleção 32.9 Limitações 32.10 Custos e manutenção 32.11 Lei de Stokes 32.12 Dados para projetos 32.13 Desvantagens da caixa de óleos e graxas 32.14 Caixa de retenção de óleo API por gravidade 32.15 Dimensões mínimas segundo FHWA 32.16 Volume de detenção 32.17 Caixa de retenção coalescente com placas paralelas 32.18 Fabricantes no Brasil de caixas com placas coalescentes 32.19 Flotação 32.20 Sistemas industriais americanos para separação de óleos e graxas 32.21 Skimmer 32.22 Postos de gasolina 32.24 Vazão que chega até o pré-tratamento 32.25 Pesquisas do US Army, 2000 32.26 Princípios de Allen Hazen sobre sedimentação 32.27 Lei de Stokes

46páginas



32-3

Capitulo 32- Caixa de retenção de óleo e sedimento (oil/grit separators) 32.1 Introdução

O grande objetivo do uso dos separadores óleo/água são os lugares que possuem um alto potencial de contaminação urbana, ou seja, os “Hotspots” como postos de gasolina, oficina de conserto de veículos, etc. Outros lugares com estacionamento diário ou de curto período, como restaurantes, lanchonetes, estacionamentos de automóveis e caminhões, supermercados, shoppings, aeroportos, estradas de rodagens são potenciais para a contaminação de hidrocarbonetos conforme Figuras (32.1) a (32.3).

Estacionamentos residenciais e ruas possuem baixa concentração de metais e hidrocarbonetos. Pesquisas feitas em postos de gasolina revelaram a existência de 37 compostos tóxicos nos

sedimentos das caixas separadoras e 19 na coluna de água da caixa separadora. Muitos destes compostos são PAHs (Policyclic aromatic hydrocarbons) que são perigosos para os humanos e organismos aquáticos (Auckland,1996).

Na cidade de Campos do Jordão em São Paulo fizeram um posto de gasolina na entrada da cidade, onde o piso era de elementos de concreto e no meio tinha grama com areia. Em pouco tempo tudo foi destruído. Aquele posto de gasolina é um hotspot e nunca deveria ser feito a infiltração no local.

A caixas separadores de óleos e graxas são designadas especialmente para remover óleo que está flutuante, gasolina, compostos de petróleo leves e graxas. Além disto a maioria dos separadores removem sedimentos e materiais flutuantes.

O óleo pode-se apresentar da seguinte maneira: • Óleo livre: que está presente nas águas pluviais em glóbulos maiores que 20μm. Eles

são separados devido a sua baixa gravidade específica e eles flutuam. • Óleos emulsionados mecanicamente: estão dispersos na água de uma maneira estável. O

óleo é misturado a água através de uma emulsão mecânica, como um bombeamento, a existência de uma válvula globo ou uma outra restrição do escoamento. Em geral os glóbulos são da ordem de 5μm a 20μm.

• Óleo emulsionado quimicamente: as emulsões deste tipo são geralmente feitas intencionalmente e formam detergentes, fluidos alcalinos e outros reagentes. Usualmente possuem glóbulos menores que 5μm

• Óleo dissolvido: é o óleo solubilizado em um líquido que é um solvente e pode ser detectado usando análises químicas, por exemplo. O separador óleo/água não remove óleo dissolvido.

• Óleo aderente a sólidos: é aquele óleo que adere às superfícies de materiais particulados. O objetivo é remover somente o chamado óleo livre, pois o óleo contido nas emulsões e quando estão

dissolvidos necessitam tratamento adicional.



32-4

Figura 32.1- Posto de gasolina

Figura 32.2- Pistas de Aeroportos



32-5

Figura 32.3- Estacionamento de veículos

http://www.vortechnics.com/assets/HardingTownship.pdf. Acesso em 12 de novembro de 2005. Firma Vortechnic.

Figura 32.4- Estradas de rodagem asfaltadas

As águas pluviais em geral contém glóbulos de óleo que variam de 25μm a 60μm e com concentrações de óleo e graxas em torno de 4 mg/l a 50mg/l (Arizona, 1996), mas entretanto as águas pluviais proveniente de postos de gasolina, etc possuem grande quantidade de óleo e graxas.

A emulsão requer tratamento especial e existem varias técnicas, sendo uma delas a acidificação, a adição de sulfato de alumínio e introdução de polímeros conforme Eckenfelder, 1989, ainda com a desvantagem do sulfato de alumínio produzir grande quantidade de lodo.

Dica: a caixa separadora de óleos, graxas e sedimentos que seguem a norma API são para

glóbulos maiores ou iguais a 150µm, reduzem o efluente para cerca de 50mg/l (Eckenfelder, 1989). Dica: a caixa separadora de óleos, graxas e sedimentos com placas coalescentes são para

globos maiores ou iguais a 60 µm e reduzem o efluente para 10mg/l (Eckenfelder, 1989).



32-6

32.2 Densidade gravimétrica

Há líquidos imiscíveis, como por exemplo, o óleo e a água. Os líquidos imiscíveis ou não solúveis um com o outro formam uma emulsão ou suspensão coloidal com glóbulos menores que 1µm.

Emulsão é uma mistura de dois líquidos imiscíveis: detergente, etc. Solução: é a mistura de dois ou mais substâncias formando um só líquido estável. Uma maneira de separá-los por gravidade é a utilização da Lei de Stokes, pois sendo menor a

densidade do óleo o glóbulo tende a subir até a superfície. As Tabela (32.1) e (32.3) mostram as densidades gravimétricas de alguns líquidos.

Na caixa de retenção de óleos e sedimentos que denominaremos resumidamente de Separador, ficam retidos os materiais sólidos e óleo. O separador de óleo remove hidrocarbonetos de densidade gravimétricas entre 0,68 a 0,95.

Tabela 32.1- Densidades de vários líquidos

Líquido Densidade a 20º CÁlcool etílico 0,79 Benzeno 0,88 Tetracloreto de carbono 1,59 Querosene 0,81 Mercúrio 13,37 Óleo cru 0,85 a 0,93 Óleo lubrificante 0,85 a 0,88 Água 1,00

Fonte: Streeter e Wylie, 1980 A eficiência das caixas separadoras de óleo e graxas é estimada pela Tabela (32.2) para caixas com três câmaras e poços de visita. Tabela 32.2 –Eficiência das caixas de óleos e graxas

Redução (%)

Tipo de caixas

Volume (m3)

TSS Sólidos totais em suspensão

Metais Pesados

Óleos e graxas

Três câmaras 52 48% 21% a 36% 42% Poço de visita 35 61% 42% a 52% 50%

Fonte: Canadá, Ontário-http://www.cmhc-schl.gc.ca/en/imquaf/himu/wacon/wacon_024.cfm. Acessado em 8 de novembro de 2005. As três câmaras são das normas API - American Petroleum Institute.

Tabela 32.3- Diversas densidades de líquidos Líquido Densidade a 20º C

g/cm3 ou g/mL Benzeno 0,876 Óleo combustível médio 0,852 Óleo combustível pesado 0,906 Querosene 0,823 Óleo diesel 0,85 Óleo de motor 0,90 Água 0,998 Óleo Diesel 0,90 recomendado (Auckland, 2005) Querosene 0,79 recomendado(Auckland, 2005) Gasolina 0,75 recomendado (Auckland, 2005) Etanol 0,80

A velocidade de ascensão dos glóbulos de óleo depende da viscosidade dinâmica que varia com o

tipo de líquido e com a temperatura.

Dica: adotaremos neste trabalho hidrocarboneto com densidade gravimétrica de 0,90.



32-7

A Tabela (32.4) mostra os tempos de ascensão com relação ao diâmetro do glóbulo de óleo onde se pode observar que uma partícula com diâmetro de 150μm tem um tempo aproximadamente menor que 10min. Quanto menor o diâmetro do glóbulo, maior é o tempo de separação água/óleo.

Tabela 32.4- Tempo de ascensão, estabilidade da emulsão e diâmetro do glóbulo Tempo de ascensão Estabilidade da emulsão Diâmetro do glóbulo

(μm) < 1 min Muito fraco >500 < 10 min Fraco 100 a 500

Horas Moderado 40 a 100 Dias Forte 1 a 40

Semanas Muito Forte < 1 (Coloidal)

A distribuição do diâmetro e do volume dos glóbulos está na Figura (32.5).

Figura 32.5- Diâmetro e distribuição dos glóbulos de óleos

Fonte: http://www.ci.knoxville.tn.us/engineering/bmp_manual/knoxvilleBMP.pdf. Acessado em 12 de novembro de 2005.



32-8

Figura 32.6- Separador de óleo em posto de gasolina http://www.ci.knoxville.tn.us/engineering/bmp_manual/knoxvilleBMP.pdf. Acessado em 12 de novembro de 2005.



32-9

32.3 Tipos básicos de separadores por gravidade óleo/água

Existe basicamente, três tipos de separador água/óleo por gravidade: • Separador tipo API (Americam Petroleum Institute) para glóbulos maiores que 150μm • Separador Coalescente de placas paralelas para glóbulos maiores que 60μm. • Separador tipo poço de visita elaborado por fabricantes O separador tipo API possui três câmaras, sendo a primeira para sedimentação, a segunda para o

depósito somente do óleo e a terceira para descarga. São geralmente enterradas e podem ser construídas em fibra de vidro, aço, concreto ou polipropileno.

A remoção da lama e do óleo podem ser feitas periodicamente através de equipamentos especiais. O óleo é retirado através de equipamentos manuais ou mecânicos denominados skimmer quando a camada de óleo atinge 5cm mais ou menos.

O separador Coalescente é também por gravidade e ocupa menos espaço, sendo bastante usado, porém apresentam alto custo e possibilidade de entupimento. Possuem placas paralelas corrugadas, inclinadas de 45º a 60º e separadas entre si de 2cm a 4cm. Segundo o dicionário Houaiss coalescer quer dizer unir intensamente, aglutinar e coalescente quer dizer: que se une intensamente; aderente; aglutinante.

O separador elaborado por fabricante possuem tecnologias variadas. São os equipamentos chamados: Stormceptor; Vortech, CDS, HIL. No Brasil temos fabricantes como Alfamec com separadores coalescentes de PEAD, fibra de vidro, aço carbono, aço inox cujas vazões variam de 0,8m3/h até 40m3/h.

As demais tecnologias para remoção de óleo/água: flotação, floculação química, filtração (filtros de areia), uso de membranas, carvão ativado ou processo biológico não serão discutidas neste trabalho. Com outros tratamentos poderemos remover óleos insolúveis bem como TPH (Total Petroleum Hydrocarbon).

Os separadores de óleo/água podem remover óleo e TPH (Total Petroleum Hydrocarbon) abaixo de 15mg/l. A sua performance depende da manutenção sistemática e regular da caixa.

As pesquisas mostram que 30% dos glóbulos de óleo são maiores que 150μm e que 80% é maior que 90μm.

Tradicionalmente usa-se o separador para glóbulos acima de 150μm que resulta num efluente entre 50mg/l a 60mg/l (Auckland, 1996).

A Resolução Conama 357/05 no artigo 34 que se refere a lançamentos exige que: Artigo 34-Os efluentes de qualquer fonte poluidora somente poderão ser lançados, direta ou

indiretamente, nos corpos de água desde que obedeçam as condições e padrões previstos neste artigo, resguardadas outras exigências cabíveis:

V- Óleos e graxas 1- óleos minerais até 20mg/L (Nota: este é o nosso caso) 2- óleos vegetais e gorduras animais até 50mg/L Para postos de gasolina por exemplo, para remover até 20mg/L de óleos minerais é necessário que se

removam os glóbulos maiores ou igual a 60μm. A remoção de 10mg/L a 20mg/L corresponde a remoção de glóbulos maiores que 60μm. Tomaremos como padrão a densidade do hidrocarboneto < 0,90 g/cm3, partículas de 60μm e

performance remoção de até 20mg/L de óleos minerais. Stenstron et al,1982 fez pesquisa na Baia de São Francisco sobre óleo e graxa e concluiu que há uma

forte conexão entre a massa de óleo e graxa no início da chuva. Constatou que as maiores quantidades de óleo e graxas estavam nas áreas de estacionamento e industriais que possuíam 15,25mg/l de óleos e graxas, enquanto que nas áreas residenciais havia somente 4,13mg/l. 32.4 Vazão de pico O projetista deve decidir se escolherá se a caixa separadora estará on line ou off line. Se estiver on line a caixa deverá atender a vazão de pico da área, mas geralmente a escolha é feita off line, com um critério que é definido pelo poder público. Existe o critério do first flush que dimensionará o volume para qualidade das águas pluviais denominado WQv. Este volume poderá ser transformado em vazão através do método de Pitt, onde achamos o número CN e aplicando o SCS TR-55 achamos a vazão de pico ou aplicar o método racional que será usado neste Capítulo.

A área máxima de projeto é de 0,40ha, caso seja maior a mesma deverá ser subdividida



32-10

32.5 Método Racional A chamada fórmula racional é a seguinte:

Q= C . I . A /360 Sendo: Q= vazão de pico (m3/s); C=coeficiente de escoamento superficial varia de 0 a 1. I= intensidade média da chuva (mm/h); A= área da bacia (ha). 1ha=10.000m2

Exemplo 32.1 Dada área da bacia A=0,4ha, coeficiente de escoamento superficial C=0,70 e intensidade da chuva I=40mm/h. Calcular o vazão de pico Q. Q = C . I . A /360 = 0,70 x 40mm/h x 0,4ha/360 = 0,03m3/s 32.6 Equação de Paulo S. Wilken para RMSP 1747,9 . Tr

0,181 I =------------------------ (mm/h) ( t + 15)0,89 Sendo: I= intensidade média da chuva (mm/h); Tr = período de retorno (anos). Adotar Tr=10anos. tc=duração da chuva (min). 32.7 Vazão relativa ao volume WQv que chega até o pré-tratamento usando o Método Racional para P= 25mm e P=13mm. Usando para o tempo de concentração da Federal Aviation Agency (FAA, 1970) para escoamento superficial devendo o comprimento ser menor ou igual a 150m. tc= 3,26 x (1,1 – C) x L 0,5 / S 0,333 Rv= 0,05+ 0,009 x AI = C Sendo: tc= tempo de concentração (min) C= coeficiente de escoamento superficial ou coeficiente de Runoff ( está entre 0 e 1) S= declividade (m/m) AI= área impermeável em porcentagem (%) Rv= coeficiente volumétrico (adimensional) Aplicando análise de regressão linear aos valores de C e de I para áreas A≤ 2ha para a RMSP obtemos:

I = 45,13 x C + 0,98 Para P=25mm R2 = 0,86

I= 9,09 x C + 0,20 Para P=13mm

R2 = 0,86 Sendo: I= intensidade de chuva (mm/h) C= coeficiente de escoamento superficial P= first flush. P=25mm na Região Metropolitana de São Paulo R2= coeficiente obtido em análise de regressão linear. Varia de 0 a 1. Quanto mais próximo de 1, mais preciso.

A vazão Q=CIA/360 obtido usando I =45,13x C + 0,98 nos obterá a vazão referente ao volume para

melhoria da qualidade das águas pluviais WQv.



32-11

Figura 32.7- Poço de visita separador de fluxo. As águas pluviais entram no poço de visita e uma parte referente ao

volume WQv para melhoria da qualidade das águas pluviais vai para a caixa separadora de óleos e graxas e a outra vai para o córrego ou galeria mais próxima.

http://www.ci.knoxville.tn.us/engineering/bmp_manual/knoxvilleBMP.pdf. Acessado em 12 de novembro de 2005 WQv (volume para melhoria da qualidade das águas pluviais) O volume para melhoria da qualidade das águas pluviais é dado pela equação: WQv= (P/1000) x Rv x A Sendo: WQv= volume para melhoria da qualidade das águas pluviais (m3) P= first flush (mm). Para a RMSP P=25mm Rv=0,05+0,009x AI AI= área impermeável (%) Rv= coeficiente volumétrico (adimensional) A= área da bacia em (m2) Exemplo 32.2 Achar o volume WQv para melhoria da qualidade das águas pluviais para área de 0,4ha com AI=100% sendo o first flush P=25mm. Rv= 0,05+ 0,009 x AI = 0,05+0,009 x 100= 0,95 WQv= (P/1000) x Rv x A WQv= (25mm/1000) x 0,95 x 4000m2 =95m3

Exemplo 32.3 Achar a vazão para a melhoria da qualidade das águas pluviais para área de 0,4ha, com 100% de impermeabilização para first flush adotado de P=25mm. Rv= 0,05+ 0,009 x AI = 0,05+0,009 x 100= 0,95=C Para P=25mm de first flush para a Região Metropolitana de São Paulo temos: I = 45,13 x C + 0,98 I = 45,13 x 0,95 + 0,98=44mm/h Q=CIA/360 C= 0,95 I= 44mm/h A= 0,4ha Q= CIA/360= 0,95 x 44 x 0,4/ 360 = 0,050m3/s



32-12

32.8 Critério de seleção • É usada a montante do tratamento juntamente com outras BMPs • A caixa separadora de óleo e sólido não funciona para solventes, detergentes ou poluentes

dissolvidos. • Temperatura usual= 20 º C • Viscosidade dinâmica=μ = 0,01 poise • Gravidade específica da água= 0,9975=0,998 • Gravidade específica do óleo= 0,90 • Diâmetro do glóbulo de óleo: 150μm ou em casos especiais 60μm. • Deve ser feito sempre off-line. • Deve ser usado sempre com o first flush. • A primeira chuva faz uma lavagem do piso em aproximadamente 20min. É o first flush. Somente

este volume de água denominado WQv é encaminhado à câmara de detenção de sólidos e óleos, devendo o restante ser lançado na galeria de águas pluviais ou córrego mais próximo.

• Para as duas primeiras câmaras: taxa de 28m3/ha de área impermeável (regra prática). • Para a primeira câmara: Taxa de 20m2/ha de área impermeável (regra prática). • Pode ser usada em ocasiões especiais perto de estradas com tráfico intenso. • A primeira câmara é destinada a reter os resíduos sólidos; a segunda destinada a separação do

óleo da água e a terceira câmara serve como equalizador para a descarga do efluente. • É instalada subterraneamente não havendo problemas do seu funcionamento. • Pode remover de 60% a 70% do total de sedimentos sólidos (TSS). • O regime de escoamento dentro da caixa de retenção de óleo deve ter número de Reynolds

menor que 500 para que o regime seja laminar. • Remove 50% do óleo livre que vem nas águas pluviais durante o runoff. • Não haverá ressuspenção dos poluentes que foram armazenados na caixa de óleo • É aplicável a áreas < 0,4ha como, por exemplo: área de estacionamento, posto de gasolina,

estrada de rodagem, instalação militar, instalação petrolífera, oficina de manutenção de veículos, aeroporto, etc.

• De modo geral o tempo de residência é menor que 30min e adotaremos 20min.

32.9 Limitações • Potencial perigo de ressuspenção de sedimentos, o que dependerá do projeto feito. • Não remove óleo dissolvido e nem emulsão com glóbulos de óleo muito pequenos. • A área máxima deve ser de 0,4ha (4.000m2). Caso a área seja maior deve ser subdividida. • O FHWA admite que o limite de 0,4ha pode ir até 0,61ha . • As águas pluviais retêm pouca gasolina e possui concentração baixa de hidrocarbonetos, em

geral o óleo e graxas nas águas pluviais está em torno de 15mg/l. • As normas API (American Petroleum Institute) 1990, publicação nº 421, referente a Projeto e

operação de separadores de óleo/água: recomenda diâmetro dos glóbulos de óleo a serem removidos em separadores por gravidade, devem ser maiores que 150μm.

• O tamanho usual dos globos de óleo varia de 75μm a 300μm. • A gravidade específica do óleo varia de 0,68 a 0,95. • Resolução Conama 357/2005 artigo 34: os efluentes de qualquer fonte poluidora podem ter até

20mg/l de óleos minerais.

32.10 Custos e manutenção. • Baixo custo de construção. • O custo de construção varia de US$ 5.000 a US$ 15.000 sendo a média de US$ 7.000 a US$

8.000 conforme FHWA • http://www.fhwa.dot.gov/environment/ultraurb/3fs12.htm Acessado em 8 de novembro de 2005. • O óleo e os sólidos devem ser removidos freqüentemente. • Inspeção semanal. • Nas duas primeiras câmaras irão se depositar ao longo do tempo cerca de 5cm de sedimentos,

devendo ser feita limpeza no mínimo 4 vezes por ano. • O material da caixa de óleo deve ser bem vedado para evitar contaminação das águas

subterrâneas.



32-13

• Potencial perigo de descarga de nutrientes e metais pesados dos sedimentos se a limpeza não for feita constantemente.

• Inspeção após chuva ≥ 13mm em 24h. • Deverá ser feito monitoramento por inspeções visuais freqüentemente. • Fácil acesso para manutenção. • Uso de caminhões com vácuo para limpeza. • Os materiais retirados da caixa de separação de óleo e resíduos deve ter o seu destino

adequado.

32.11 Lei de Stokes Para óleos e graxas, conforme Eckenfelder, 1989 é válida a aplicação da Lei de Stokes.

Vt= (g / 18 μ) x (ρw-ρo) x D2

Sendo: Vt= velocidade ascensional (cm/s) μ= viscosidade dinâmica das águas pluviais em poise. 1P= 1 g/cm x s ρw=densidade da água (g/cm3) ρo =densidade do óleo na temperatura (g/cm3) =1kg/litro Sw = gravidade especifica das águas pluviais (sem dimensão) So = gravidade específica do óleo presente nas águas pluviais (sem dimensão). D= diâmetro do glóbulo do óleo presente (cm) g= 981cm/s2

Para D=150μm=0,15mm=0,015cm g=981cm/s2

Vt= (981 / 18 μ) x (ρw-ρo) x (0,015)2 Vt= 0,0123 x [(Sw-So)/ μ ] Vt= 0,0123 x [(1-So)/ ν ]

Sendo: ν = μ / ρ = 1,007 x 10-6 m2/s ν= viscosidade cinemática das águas pluviais em Stokes. 1 Stoke= 1cm2/s 10.000Stokes = 1m2/s


Vt= (981 / 18 μ) x (ρw-ρo) x D2 Vt= (981 / 18 μ) x (ρw-ρo) x (0,006)2 Vt= 0,002 x [(Sw-So)/ μ ] Vt= 0,002 x [(1-So)/ ν ]

Sendo: ν = μ / ρ = 1,007 x 10-6 m2/s ν= viscosidade cinemática das águas pluviais em Stokes. 1 Stoke= 1cm2/s 10.000Stokes = 1m2/s


Vt= (981 / 18 μ) x (ρw-ρo) x D2 Vt= (981 / 18 μ) x (ρw-ρo) x (0,004)2 Vt= 0,0009 x [(Sw-So)/ μ ] Vt= 0,0009 x [(1-So)/ ν ]

Sendo: ν = μ / ρ = 1,007 x 10-6 m2/s ν= viscosidade cinemática das águas pluviais em Stokes. 1 Stoke= 1cm2/s



32-14

10.000Stokes = 1m2/s

Exemplo 32.4 Calcular a velocidade ascensional sendo a gravidade específica das águas pluviais Sw= 0,998 e do óleo So= 0,90 e viscosidade dinâmica de 0,01poise (20ºC) para glóbulo de óleo com diâmetro de 150μm.

Vt= 0,0123 x [(Sw-So)/ μ ] Vt= 0,0123 x [(0,998-0,90)/ 0,01 ] =0,12 cm/s=0,0012m/s (4,3m/h)





32.12 Dados para projetos

• O uso individual de uma caixa é para aproximadamente 0,4ha de área impermeabilizada (Austrália, 1998) ou no máximo até 0,61ha conforme FHWA..

32.13 Desvantagens da caixa separadora de óleo

• Remoção limitada de poluentes. • Alto custo de instalação e manutenção. • Não há controle de volume. • Manutenção deve ser freqüente. • Os sedimentos, óleos e graxas deverão ser retirados e colocados em lugares apropriados

conforme as leis locais.

32.14 Caixa de retenção de óleo API por gravidade As teorias sobre dimensionamento das caixas de retenção de óleo por gravidade, seguiu-se a roteiro

usado na Nova Zelândia conforme http://www.mfe.govt.nz/publications/hazardous/water-discharges-guidelines-dec98/app-5-separator-design-dec98.pdf com acesso em 8 de novembro de 2005.

Admite-se que os glóbulos de óleo são maiores que 150μm e pela Lei de Stokes aplicado ao diâmetro citado temos: So = gravidade especifica do óleo presente nas águas pluviais (sem dimensão).

As caixas API só funcionam para óleo livre.

Vt= 0,0123 x [(1-So)/ ν ] D=150μm Sendo: ν = μ / ρ ν= viscosidade cinemática das águas pluviais em Stokes. 1 Stoke= 1cm2/s 10.000Stokes = 1m2/s Vt= velocidade ascensional (cm/s)

A área mínima horizontal, nos separadores API é dada pela Equação: Ah= F . Q. /Vt

Sendo: Ah= área horizontal (m2) Q= vazão (m3/s) Vt= velocidade ascensional final da partícula de óleo (m/s) F= fator de turbulência= F1 x F2 F1= 1,2 F2= fornecido pela Tabela (32.5) conforme relação Vh/ Vt



32-15

Figura 32.8- Esquema da caixa separadora API

Fonte: Unified Facilities Criteria UF, US Army Corps of Engineers, Naval Facilities Engiojneerinf Command, Air Force Civl Engineer Support Agency. 10 july 2001 UFC-3-240-03 http://chppm-www.apgea.army.mil/USACHPPM%20Technical%20Guide%20276.htm. Acessado em 12 de novembro de 2005.

Adotamos Vh= 0,015 m/s e Vt=0,002 m/s e a relação Vh/Vt= 0,015/0,002 = 7,5 Entrando com Vh/Vt=7,5 na Tabela (32.5) achamos F= 1,40. Podemos obter o valor de F usando a Figura (32.9)

Tabela 32.5 – Escolha do valor de turbulência F2

Vh/Vt F2 F=1,2F220 1,45 1,74 15 1,37 1,64 10 1,27 1,52 6 1,14 1,37 3 1,07 1,28

Fonte:http://www.mfe.govt.nz/publications/hazardous/water-discharges-guidelines-dec98/app-5-separator-design-dec98.pdf. Acessado em 12 de novembro de 2005.



32-16

Figura 32.9- Valores de F em função de Vh/Vt Fonte:http://www.mfe.govt.nz/publications/hazardous/water-discharges-guidelines-dec98/app-5-separator-

design-dec98.pdf. Acessado em 12 de novembro de 2005.

Figura 32.10 - Caixa de retenção de óleos e sedimentos conforme API Fonte: City of Eugene, 2001



32-17

As dimensões mínimas adotadas na Cidade de Eugene, 2001 que estão na Figura (32.9) são as seguintes:

• Altura de água mínima de 0,90m e máxima de 2,40m. • Altura mínima da caixa é de 2,10m para facilidade de manutenção.. • A caixa de regularização tem comprimento minimo de 2,40m • A caixa de sedimentação tem comprimento minimo de L/3 a L/2. • O comprimento mínimo de toda as três câmaras é de 5 vezes a largura W. • A largura mínima W é de 1,80m • Observar na Figura ( 32.9) a caixa separadora, pois, geralmente a caixa separadora de óleo é

feita off line. • Geralmente a caixa de captação de óleos e graxas é enterrada. • Deverá haver dispositivo para a retirada do óleo.

A área mínima transversal Ac é fornecida pela relação:

Ac= Q/ Vh Sendo: Ac= área mínima da seção transversal da caixa (m2). Vh=velocidade horizontal (m/s) = 0,015m/s Q= vazão de pico (m3/s)

O valor da velocidade horizontal Vh muito usado para glóbulos de óleo de diâmetro de 150µm é Vh= 0,015m/s o que resultará em:

Ac= Q./ Vh Ac= Q/ 0,015 =67Q

Exemplo 32.7 Calcular a área mínima transversal Ac para vazão de entrada de 0,020m3/s para caixa de detenção de óleo e graxas a partir do diâmetro de 150µm.

Ac= 67Q Ac= 67x 0,020

Ac=1,34m2 Número de canais (N) Geralmente o número de canais é igual a um. N=1 (número de canais). Se Ac>16m2 então N>1 (Arizona, 1996) Profundidade da camada de água dentro do separador de óleo e graxas (d). d= ( r x Ac) 0,5 d= máxima altura de água dentro do separador de óleo (m) sendo o mínimo de d ≥ 0,90m. r= razão entre a profundidade/ largura que varia de 0,3 a 0,5, sendo comumente adotado r=0,3

Exemplo 32.8 Calcular o valor de d para r=0,3 e Ac= 1,34m2 d= ( r x Ac) 0,5

d= ( 0,3 x 1,34) 0,5 d=0,63m. Portanto, a altura do nível de água dentro da caixa é 0,63m, mas para efeito de manutenção a altura

mínima deverá ser de 1,80m.

Largura da caixa (W) r= d/W=0,3

W= d/0,3= 0,63 / 0,3 = 2,10m Então a largura da caixa separadora de óleo será de 2,10m.



32-18

Comprimento (Ls) da caixa separadora API Ls = F . d . (Vh/ Vt)

Sendo: Ls=comprimento do separador (m) d=altura do canal (m) Vh= velocidade horizontal (m/s) Vt= velocidade ascensional (m/s) F=fator de turbulência. Adotamos Vh/vt= 7,5 o valor F=1,40

Os dados aproximados de La e Lf foram adaptados de: http://www.ci.tacoma.wa.us/WaterServices/permits/Volume5/SWMM%20V5-C11.pdf de Thurston,

janeiro de 2003. Acesso em 8 de novembro de 2005. Um valor muito usado para o Fator de Turbulência é F= 1,40 correspondente a Vh/vt =7,5. Fazendo as substituições teremos:

Ls = F . d . (Vh/ Vt) Ls = 1,40 x d x 7,5= 10,5 x d Ls = 10,5 x d

Exemplo 32.9 Calcular o comprimento somente da caixa separadora de óleos e graxas, sendo a altura do nível de água de 1,22m.

Ls = 10,5 x d Comprimento da caixa de regularização(La) O comprimento mínimo é de 2,40m. Comprimento da caixa de sedimentação (Lf) A área para sedimentação é dado em função da área impermeável, sendo usado como dado empírico 20m2/ ha de área impermeável. Portanto, a área da caixa de comprimento Lf não poderá ter área inferior ao valor calculado. Área= 20m2/ha x A (ha) W= largura

Lf= Área da caixa de sedimentação /W Exemplo 32.10 Seja área com 4000m2 e largura da caixa de retenção de óleo de W=2,40m. Calcular o comprimento Lf. Área da caixa de sedimentação = 20m2/ha x (4000/10000)= 8m2 Lf = Área da caixa de sedimentação / W= 8m2 / 2,40m = 3,33m Comprimento total (L) da caixa de captação de óleo

O comprimento L será a soma de três parcelas, sendo geralmente maior ou igual a 12,81m : • Lf corresponde a caixa de sedimentação que ficará no inicio • Ls corresponde a caixa separadora de óleo propriamente dita que ficará no meio. • La corresponde a caixa de saída para regularização da vazão.

L = Lf + Ls + La O comprimento total do separador é a soma de três componentes das câmaras de: sedimentação; separação do óleo da água e regularização conforme Figura (32.11):

= comprimento das três caixas, sendo a primeira para sedimentação, a segunda para separação do óleo propriamente dito e a terceira para regularização.

Figura 32.11- Esquema de uma caixa de retenção de óleo e sedimentos.

L

Lf Ls La



32-19

Exemplo 32.11 Calcular o comprimento total L para área da bacia de 4.000m2 (0,4ha) sendo Ls=12,81, Lf= 3,33m. Adotando-se o mínimo para La=2,40 teremos: L= Ls+ Lf+ Ls = 12,81+ 3,33+ 2,40= 18,54m

Figura 32.12- Variáveis da caixa separadora de óleos e graxas. Observar que a altura d é a lâmina de água existindo uma folga para até a altura máxima da caixa. O comprimento L ou seja Ls vai da caixa de sedimentação até a caixa de regularização. Fonte: http://www.mfe.govt.nz/publications/hazardous/water-discharges-guidelines-dec98/app-5-separator-design-dec98.pdf



32-20

Ventilação

Deverá haver ventilação por razão de segurança e se possível nos quatro cantos da caixa. O diâmetro mínimo da ventilação é de 300mm e deve ter tela de aço com ¼” .

Existem caixas com tampas removíveis e outras que podem ser usados insufladores de ar. A altura da caixa mínima deverá ser de 2,10m para facilitar a manutenção.

32.15 Dimensões mínimas segundo FHWA As dimensões internas mínimas para uma área de 0,4ha (4.000m2) é a seguinte: Profundidade= 1,82m Largura =1,22m Comprimento = 4,26m Comprimento da primeira câmara= 1,82m Comprimento para cada uma das outras duas câmaras= 1,22m Volume das duas primeiras câmaras =(1,82m+ 1,22m) x 1,82m x 1,82m=10m3. Taxa= 10m3/ 0,4ha= 25m3/ha (28m3/ha) Taxa= 2,2m2/ 0,4ha = 6 m2/ha (20m2/ha) Volume da caixa separadora= 9,5m3 Área superficial da caixa separadora= 5,2m2

Profundidade=d=1,82m Figura 32.13- Esquema de uma caixa de retenção de óleo e sedimentos mínima para área até 0,4ha (FHWA) com as dimensões internas.

O comprimento Lf que depende do que vai ser sedimentado pode ser adaptado as condições locais. 32.16 Volume de detenção O volume de detenção para período de retorno Tr=10anos.

V= 4,65 AI . A para Tr= 10anos A= área da bacia (ha). A≤100ha V= volume do reservatório de detenção (m3)

AI= área impermeável (%) variando de 20% a 90% A= área em hectares (ha) ≤ 100ha A vazão específica para pré-desenvolvimento para período de retorno de 10anos é de 24

litros/segundo x hectare.

L =4,26m

Lf=1,82 Ls=1,22m La=1,22



32-21

Figura 32.14- Separador de óleo e graxas em forma de um poço de visita. Temos dois tipos básicos de separadores de óleos e graxas. A primeira é a caixa de três câmaras e a segunda é o poço de visita. http://www.ci.tacoma.wa.us/WaterServices/permits/Volume5/SWMM%20V5-C11.pdf. Com acesso em 8 de novembro de 2005.



32-22

Exemplo 32.12 Dimensionar uma caixa de retenção óleo/água API para reter glóbulos ≥150µm. A área de um estacionamento de veículos tem 4.000m2 e a mesma será calculada off-line. Supomos first flush P=25mm. Supomos que o estacionamento tem 100m de testada com 40m de largura e a declividade é de 0,5% (0,005m/m) Cálculo da vazão para melhoria da qualidade das águas pluviais. Coeficiente volumétrico Rv Rv=0,05+0,009x AI Supomos C= Rv C= 0,05 + 0,009 x 10 = 0,95 Intensidade da chuva correspondente ao volume WQv em mm/h para a RMSP. I = 45,13 x C + 0,98 Tempo de concentração Usando para o tempo de concentração da Federal Aviation Agency (FAA, 1970) L= 40m S=0,005m/m C=0,95 tc= 3,26 x (1,1 – C) x L 0,5 / S 0,333 tc= 3,26 x (1,1 – 0,95) x 40 0,5 / 0,005 0,333 = 15min Para São Paulo, equação de Paulo Sampaio Wilken: 1747,9 . Tr

0,181 I =------------------------ (mm/h) ( t + 15)0,89 Tr= 10anos 1747,9 x 100,181 I =------------------------ =128mm/h ( 15 + 15)0,89 Fórmula Racional Sendo: A= 0,4 ha I = 96mm/h Vazão de pico Q=CIA/360= 0,95 x 128 x 0,4 / 360= 0,135m3/s = 135litros/segundo (Pico da vazão para Tr=10anos) Portanto, o pico da vazão da área de 4000m2 para Tr=10anos é de 130 litros/segundo. Vazão para melhoria da qualidade das águas pluviais referente ao first flush A vazão que irá para a caixa será somente aquela referente ao volume WQv. A= 0,4ha Intensidade da chuva áreas A≤ 2ha para a RMSP. I = 45,13 x C + 0,98= 45,13 x 0,95 + 0,98 = 44mm/h Fórmula Racional Q= C . I . A /360 = 0,95 x 44 x 0,4 / 360 = 0,050m3/s = 50litros/segundo



32-23

Portanto, a vazão que irá para a caixa de captação de óleo será de 50litros/segundo o restante 135- 50= 85 litros/segundo irá para o sistema de galeria existente ou para o córrego mais próximo. Velocidade ascensional e horizontal Adotamos velocidade ascensional vt=0,002m/s e velocidade horizontal Vh=0,015m/s Área da secção transversal Ac Q= 0,050m3/s

Ac= Q/ 0,015 =0,05/0,015= 3,4m2

Altura d da lâmina de água na caixa d= ( r x Ac) 0,5 r=0,5 (adotado) d= ( 0,5 x 3,4) 0,5 = 1,30m. Comprimento Ls da câmara de separação de óleo propriamente dita Ls= 10,5 x d= 10,5 x 1,30m = 13,65m Largura W da caixa W= d / 0,5 = 1,30 / 0,5 = 2,60m> 1,20m mínimo adotado Câmara de sedimentação Taxa normalmente adotada para sedimentação=20m2/ha x 0,4ha = 8m2 La= Área da câmara sedimentação / largura = 8,0/ 2,60= 3,10m> 2,40m OK. Câmara de regularização Adotado comprimento Lf= 1,20m conforme FHWA Comprimento total das três câmaras L =La + Ls + Lf = 3,10+ 13,65 + 1,20 = 17,95m Altura d=1,80 para manutenção. Largura W= 3,00m. Comprimento total= 17,95m Conferência: Vh= Q / d x W = 0,050 / (1,3 x 2,6) = 0,0148m/s <0,015m/s OK Tempo de residência A área da seção transversal tem 3,00m de largura por 1,30m de altura. S= 2,60 x 1,30= 3,38m2 Q= S x V V= Q / S= 0,050m3/s / 3,38m2 = 0,01m/s Mas tempo= comprimento / velocidade = 17,95m / 0,0148m/s= 1213s= 20,2min > 20min OK.



32-24

32. 17 Modelo de Auckland Vamos apresentar o modelo de Auckland que é muito prático e eficiente para dimensionar caixa API.

Área da projeção da caixa A área da caixa onde será flotado o óleo é:

Ad= (F x Qd)/ Vt Sendo: Ad= área da caixa onde será flotado (m2). Nota: não inclui a primeira câmara de sedimentação e nem a última câmara de equalização. F= fator de turbulência (adimensional) Qd= vazão de pico (m3/h) Vt= velocidade ascensional (m/h) que depende do diâmetro do glóbulo e da densidade específica. O fator de turbulência F é dado pela Tabela (32.6).

Tabela 32.6- Fator de turbulência conforme Vh/VT conforme Auckland, 2002 Vh/Vt Fator de turbulência

F 15 1,64 10 1,52 6 1,37 3 1,28

Segundo Auckland, 2002 devemos adotar certos critérios que são: • Vh ≤ 15 . VT • Vh < 25m/h • d= profundidade (m) • 0,3W < d ≤ 0,5 W (normalmente d=0,5W) • 0,75 < d < 2,5m • W= largura da caixa (m) • 1,5m < W < 5m As restrições como a profundidade mínima de 0,75m é importante, assim como manter sempre Vh<15Vt.

Exemplo 32.13- Adaptado de Auckland Dimensionar para um posto de gasolina com área de 300m2 uma caixa API para captar os óleos e graxas provenientes das precipitações no pátio. Auckland adota para o first flush com Intensidade de chuva I=15mm/h

Q=CIA/360 A= 300/10000=0,03ha I=15mm/h C=1 Q=CIA/360= 1,0x15mm/hx0,03ha/360=0,00125m3/s=4,5m3/h A velocidade ascensional para globulo de 60μm é Vt= 0,62m/h. A velocidade horizontal Vh deve ser: Vh= 15 x Vh= 15 x 0,62m/h=9,3m/h A área da secção transversal será:

Qd/Vh= 4,5m3/h / 9,3m/h=0,48m2 Portanto, a área da secção transversal deverá ter uma áea de 0,48m2, o que daria uma seção muito

pequena e entao vamos escolher as dimensões mínimas que são: largura W=1,50m e profundidade d=0,75m resultando a seção transversal: 0,75x1,50=1,125m2

Vh x A= Qd Vh= Qd/ A= 4,5m3/h/ 1,125m2=4 m/h Vamos achar o fator de turbulência F, mas precisamos da relação Vh/Vt Vh/Vt= 4m/h/ 0,62m/h= 6,45 Entrando na Tabela (32.6) estimamos F=1,40 A area superficial da câmara do meio destinada a flotação do óleo:

Ad= F x Qd/ Vt Ad= 1,40 x 4,5m3/h/ 0,62m/h

Ad=10,2m2



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Portanto, a área para a flotação do oleo terá 10,2m2. Considerando uma largura de 1,50m teremos:

10,2m2/ 1,50m= 6,80m Comprimento de 6,80m

Para a primeira câmara de sedimentação é usual tomarmos comprimento igual a L/3 e para o tanque de equalização L/4 Assim teremos:

Primeira câmara (sedimentação) = L/3=6,80m/3= 2,27m Segunda câmara (flotação do óleo) =L=6,80m Terceira câmara= L/4=6,80m/4=1,70m Comprimento total= 10,77m Profundidade adotada=d= 0,75m Largura=W=1,50m

Profundidade=d=0,75 e largura = 1,50m Placas coalescentes

Caso queiramos usar placas coalescentes verticais teremos: Ah= Qd / Vt

Sendo: Ah= área mínima horizontal das placas (m2) VT= velocidade ascensional (m/h) Áh= 4,5m3/h / 0,62m/h = 7,26m2 Considerando placa com 0,75m x 1,50m temos:

7,26/0,75x1,50=7 placas Espessura estimada da placa= 1cm Espaçamento entre as placas= 2cm Folga: 15cm antes e depois Distância= 15+7 x 2 + 7+15= 51cm Área = 0,51m x 1,50=0,77m2 que é bem menor que os 10,2m2 obtidos no filtro API gravimétrico.

Aa= Ah/ cos (θ) Sendo: A área da placa (m2) Ah= área mínima horizontal (m2) θ=ângulo de inclinação da placa com a horizontal θ=60º

Aa= 7,62m2/ cos (60)= 7,62/0,50=15,24m2

L =10,77m

Lf=2,27 Ls=6,80m La=1,70



32-26

Exemplo 32.14- Dados do Brasil Dimensionar para um posto de gasolina com área de 300m2 uma caixa API para captar os óleos e graxas provenientes das precipitações no pátio com glóbulo de 60μm usando first flush P=25mm. Coeficiente volumétrico Rv

Rv=0,05+0,009x AI Supomos C= Rv C= 0,05 + 0,009 x 10 = 0,95 Adotando first flush P=25mm WQv= (P/1000) Rv x A= (25/1000) x 0,95 x 300m2=7,13m3

Relativamente ao first flush queremos que as primeiras aguas, ous seja P=25mm chegue a caixa de captação de oleos graxas. O restante da água pode passar por cima da mesma e ir para a rua. Detemos somente o denominado first flush. Intensidade da chuva correspondente ao volume WQv em mm/h.

Qd= 0,1 x WQv/ (5min x 60s)= 0,1 x 7,13m3/ 300s= 0,00238m3/s=8,6m3/h A= 300/10000=0,03ha I=8,8mm/h C=0,95

Portanto, a vazao de pico que vai para o first flush é 8,6m3/h. A velocidade ascensional para globulo de 60μm é Vt= 0,71m/h. A velocidade horizontal Vh deve ser: Vh= 15 x Vh= 15 x 0,71m/h=10,7m/h A area da secção transversal será: Qd/Vh= 8,6m3/h / 10,7m/h=0,80m2 Portanto, a área da secção transversal deverá ter uma área de 0,80m2, o que daria uma seção muito

pequena e adotaremos as dimensoes minimais: largura W=1,50m profundidade d=0,75m resultando a seção transversal: Wx d= 1,50m x 0,75m=1,125m2= A Vh x A= Qd Vh= Qd/ A= 8,6m3/h/ 1,125m2=7,6m/h Vamos achar o fator de turbulencia F, mas precisamos da relação Vh/Vt Vh/Vt= 7,6m/h/ 0,71m/h= 10,7 Entrando na Tabela (32.6) estimamos F=1,52 A area superficial da câmara do meio destinada a flotação do óleo:

Ad= F x Qd/ Vt Ad= 1,52 x 8,6m3/h/ 0,71m/h= 18,41m2

Portanto, a área para a flotação do oleo terá 18,41m2. Considerando uma largura de 1,50m teremos:

18,41m2/ 1,50m= 12,27m. Portanto, o comprimento de 12,27m Para a primeira câmara de sedimentação é usual tomarmos comprimento igual a L/3 e para o tanque

de equalização L/4 Assim teremos:

Primeira câmara (sedimentação) = L/3=12,27m/3= 4,09m Segunda câmara (flotação do óleo) =L=12,27m Terceira câmara= L/4=12,27/4=3,07m Comprimento total= 19,43m Profundidade adotada= 0,75m

Profundidade=d=0,75 e largura = 1,50m

L =19,43m

Lf=4,09 Ls=12,27m La=3,07



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Conferência: O volume WQv= 7,13m3 deverá ser menor que o volume da 1ª câmara e da segunda câmara: Volume 1ª e 2ª câmara= (4,09+12,27) x 1,50 x 0,75=18,4m3> 7,13m3 OK. Conclusão:

Como podemos ver o uso de captação de óleo com o método gravimétrico da API resulta em caixas muito grandes e daí se usar caixas com placas coalescentes. Salientamos ainda que as caixas API são geralmente usadas para glóbulos de 150μm e não de 60μm. Exemplo 32.15 Dimensionar para um posto de gasolina com área de 300m2 uma caixa API para captar os óleos e graxas provenientes das precipitações no pátio usando glóbulos de 150μm e first flush P=25mm. Coeficiente volumétrico Rv

Rv=0,05+0,009x AI Supomos C= Rv C= 0,05 + 0,009 x 10 = 0,95

WQv= (P/1000) x Rv x A= (25/1000) x 0,95 x 300m2=7,13m3 A vazão que chega à caixa de detenção pode ser dimensionado como a vazão que chega ao pré-

tratamento usando o tempo de permanência minimo de 5min e então teremos: Qo= 0,1 x WQv/ (5min x 60)

Qo= 0,1 x 7,13m3/ (5min x 60)=0,00238m3/s=8,6m3/h A velocidade ascensional para glóbulo de 150μm é Vt= 3,6m/h. A velocidade horizontal Vh deve ser: Vh= 15 x Vh= 15 x 3,6m/h=54m/h A área superficial da câmara do meio destinada a flotação do óleo:

Ad= F x Qd/ Vt Vh/ Vt= 54m/h/ 3,6m/h= 15 Entrando na Tabela (32.6) achamos F=1,37

Ad= F x Qd/ Vt Ad= 1,37 x 8,6m3/h/ 3,6m/h= 3,27m2

Portanto, a área para a flotação do óleo terá 3,27m2. Considerando uma largura de 1,50m teremos:

3,27m2/ 1,50m= 2,18m. Portanto, o comprimento de 2,18m Para a primeira câmara de sedimentação é usual tomarmos comprimento igual a L/3 e para o tanque

de equalização L/4 Assim teremos:

Primeira câmara (sedimentação) = L/3=2,18m/3= 0,73m Segunda câmara (flotação do óleo) =L=2,18m Terceira câmara= L/4=2,18m/4=0,55m Comprimento total= 3,46m Profundidade adotada= 0,75m

Profundidade=d=0,75 e largura = 1,50m

L =3,46m

Lf=0,73 Ls=2,18m La=0,55



32-28

32.18 Caixa de retenção coalescente com placas paralelas As equações para a caixa de retenção coalescente com placas paralelas são várias e todas provem

da aplicação da Lei de Stokes conforme já visto na caixa de retenção óleo/água da API. Para efeito de aplicação dos princípios de Hazen são usadas somente as projeções das placas. Geralmente este tipo de caixa é para glóbulos acima de 40 ou 60μm. Para lançamento em cursos de água o ideal é que as placas consigam que o efluente tenha no máximo 20mg/L de óleo e para isto necessitamos de glóbulos maiores ou iguais a 60μm. Usando glóbulos até 20 μm poderemos ter efluente com máximo de 10mg/L. Os glóbulos de óleo se movem entre as placas de plásticos ou polipropileno e vão aumentando em tamanho e vão indo para a superfície. Podem ser mais barato que as caixas de retenção tipo API. Os glóbulos vão se formando e vão subindo numa posição cruzada com o escoamento seguindo as placas.

Figura 32.1- Placa coalescentes

Quando prevemos uma grande quantidade de sólidos as placas são instaladas a 60º com a horizontal para evitar o entupimento. Havendo manutenção adequada das placas coalescentes paralelas não haverá entupimento das mesmas. As placas são ajuntadas em pacotes e podem entupir motivo pelo qual tem que ser estabelecido um intervalo de aproximadamente 6 meses para a limpeza com jatos de água através de mangueiras. Para o trabalho perfeito das placas coalescente é necessário o regime laminar para escoamento.

Os separadores coalescentes usam meio hidrofóbico (repele a água) ou oleofílico (adora óleo), isto é, meio que repelem a água e atraem o óleo. O óleo pode ser retirado por processo manual ou automático e pode ser recuperado e usado para outros fins.

Os efluentes das caixas separadoras com placas paralelas indicam retiradas de até 60% do óleo em comparação com o sistema convencional API. Dependendo da temperatura do líquido que vai ser detido o óleo usa-se o material adequado. Assim podem ser usados PVC (60ºC), PVC para alta temperatura (66ºC), Polipropileno (85ºC) e aço inoxidável (85ºC). As caixas coalescentes com placas paralelas da mesma maneira que as caixas API possuem três câmaras:

• Câmara de sedimentação; • Câmara onde estão as placas paralelas e • Câmara de descarga,

A câmara de sedimentação deve ter:

• Área superficial de no mínimo 20m2/ha de área impermeável; • Comprimento deve ser maior ou igual a L/3 • O comprimento recomendado é L/2 (recomendado).



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A câmara de descarga deve ter:

• Comprimento mínimo de 2,40m. • Comprimento deve ser maior que L/4 (recomendado).

A câmara onde estão as placas paralelas deve ter as seguintes características:

• Confirmar com o fabricante as dimensões para não se ter dúvidas; • A distância entre uma placa e outra varia de 2cm a 4cm. • Deverá haver folga de 0,15m antes e depois do pacote de placas paralelas. As placas paralelas estão inclinadas de 45º a 60º e espaçadas uma das outras de ½” pois possuem

corrugações. As placas são instaladas em blocos. São feitas de aço, fibra de vidro ou polipropileno. Deve haver um espaço mínimo externo de 8m x 5m para a retirada das placas manualmente ou através

de equipamentos. Para D=0,006cm (60μm)

Vt= 0,0020 x [(Sw-So)/ μ ] (cm/s)

A área mínima horizontal, nos separadores coalescente é dada pela Equação:

Ah= Q. / Vt Sendo: Ah= área horizontal (m2) Q= vazão (m3/s) Vt= velocidade ascensional final da partícula de óleo (cm/s) A velocidade ascensional sendo a gravidade específica das águas pluviais Sw= 0,998 e do óleo So= 0,85 e viscosidade dinâmica de 0,01poise (20º C) para glóbulo de óleo com diâmetro de 60μm.

Vt= 0,002x [(Sw-So)/ μ ] Vt= 0,002 x [(0,998-0,85)/ 0,01 ] =0,0296 cm/s=0,000296m/s=1,07mh

Ah= Q / Vt Ah= Q / 0,0003=3378Q

Área de uma placa Aa=Ah/ cos (θ)

Sendo: Aa= área de uma placa (m2) θ = ângulo da placa com a horizontal. Varia de 45º a 60º.



32-30

Figura 32.15- Exemplo de placas paralelas por gravidade. Fonte : Tennessee Manual BMP Stormwater Treatment, 2002

Notar na Figura (32.12) que existem as três câmaras, sendo a primeira de sedimentação, a segunda onde estão as placas coalescentes e a terceira câmara de regularização ou regularização da vazão. As placas coalescentes ocuparão menos espaços e, portanto a caixa será menor que aquela das normas API.



32-31

Figura 32.16- Esquema da caixa separadora coalescente com placas separadoras Fonte: Unified Facilities Criteria UF, US Army Corps of Engineers, Naval Facilities Engiojneerinf Command, Air Force Civl Engineer Support Agency. 10 july 2001 UFC-3-240-03 http://chppm-www.apgea.army.mil/USACHPPM%20Technical%20Guide%20276.htm. Acessado em 12 de novembro de 2005. Notar na Figura (32.16) que as placas coalescentes fazem com que os glóbulos de óleo se acumulem e subam para serem recolhidos. Quando se espera muitos sedimentos para evitar entupimentos devem-se usar placas com ângulo de 60 º. Exemplo 32.16 Calcular separador com placas coalescentes para vazão de 0,0035m3/s Ah= 3378 x Q = 3378 x 0,0035= 11,82m2

Aa= Ah / cos (θ) θ = 45 º

Aa= Ah / cos (θ) = 11,82m2/ 0,707= 16,72m2

Portanto, serão necessário 38,2m2 de placas coalescentes, devendo ser consultado o fabricante a decisão final. 32.19 Fabricantes no Brasil de caixas com placas coalescentes No Brasil existe firmas que fazem caixas separadora de óleo para vazão até 40m3/h com tempo minimo de residência de 20minutos, para densidade de hidrocarboneto ≤0,90g/cm3 e performance de 10mg/L para partículas ≥40µm ou mais fabricado pela Clean Environment Brasil (www.clean.com.br).



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SEPARADOR COM SKIMMER

Figura 32.17 – Caixa separadora de óleo fabricado http://www.capeonline.com.br/com_sep.htm . Acesso em 17 de julho de 2008 de 10m3/h a 40m3/h com teor máximo de saída de óleo de 20mg/L.

Figura 32.18- Caixa separadora de óleo com placas coalescentes http://www.controleambiental.com.br/sasc_cob_pista2.htm. Acesso em 12 de novembro de 2005. 32.20Flotação Iremos reproduzir aula que tive em 1994 com o engenheiro químico Danilo de Azevedo em curso sobre “Efluentes Líquidos Industriais”. Flotação é um processo para separar sólidos de baixa densidade ou partículas liquidas de uma fase liquida. A separação é realizada pela introdução de gás (ar) na forma de bolhas na fase líquida. A fase líquida é pressurizada em uma pressão de 2atm a 4atm, na presença de suficiente ar para promover a saturação da água. Nesse momento o liquido saturado com o ar é despressurizado até a pressão atmosférica por passagem através de uma válvula de redução. Pequenas bolhas são liberadas na solução devido a despressurizarão. Sólidos em suspensão ou partículas líquidas, por exemplo, óleo, tornam-se flutuantes devido à pequenas bolhas, elevando-se até a superfície do tanque. Os sólidos em suspensão são retirados. O líquido clarificado é removido próximo ao fundo e parte é reciclado. Empregam-se em:



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• Separação de graxas, óleos, fibras e outros sólidos de baixa densidade, • Adensamento de lodo no processo de lodos ativados; • Adensamento de lodos químicos resultantes de tratamento por coagulação. Componentes básicos:

• Bomba de pressurização • Injetores de ar • Tanque de retenção • Válvula de redução de pressão • Tanque de Flotação

Uma discussão mais detalhado sobre flotação poderá ser feita no livro “Wastewater Engineering- Treatment disposal reuse” de Metcalf & Eddy, 1991 da Editora McGraw-Hill e o livro “Industrial Water Pollution Control” de W. Wesley Eckenfelder, 1989. 32.21 Sistemas industriais americanos para separação de óleos e graxas Nos Estados Unidos existem vários sistemas para melhoria da qualidade das águas pluviais inclusive com caixas separadoras de óleos e graxas e que são fabricadas pelas firmas abaixo relacionadas com o seu o site onde poderão ser procuradas mais informações a respeito.

• Stormceptor Corporation www.stormceptor.com • Vortechnics Inc. www.vortechnics.com • Highland Tank (CPI unit) www.highlandtank.com • BaySaver, Inc. www.baysaver.com • H. I. L. Downstream Defender Tecnology, Inc. http://www.hydro-international.biz/

Cada fabricante tem o seu projeto específico sendo que é usado de modo geral o período de retorno Tr= 1ano ou Tr= 0,5ano (80% de Tr=1ano) ou Tr= 0,25ano = 3meses (62% de Tr=1ano). As áreas são de modo geral pequenas e variam conforme o fabricante, devendo ser consultado a respeito. Quanto a eficiência dos sistemas industriais americanos a melhor comprovação é aquelas feitas por universidades. Por exemplo, em dezembro de 2001 o departamento de engenharia civil da Universidade de Virginia fez testes de campos sobre a unidade industrial denominada Stormvault. A grande vantagem destes sistemas industriais é que são compactos em relação aos sistemas convencionais.

Figura 32.19 – Caixa separadora de óleo e graxa tipo poço de visita patente da firma Downstream Defender. http://www.ci.knoxville.tn.us/engineering/bmp_manual/knoxvilleBMP.pdf. Acesso em 12 de novembro de 2005



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Figura 32.20 – Caixa separadora de óleo e graxa tipo poço de visita patente da firma Stormceptor. http://www.ci.knoxville.tn.us/engineering/bmp_manual/knoxvilleBMP.pdf. Acesso em 12 de novembro de 2005

Figura 32.21- Instalação de Baysaver. http://www.baysaver.com/newweb_cfmtest/sys_details_installation.cfm. Acesso em 12 de novembro de 2005.



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32.22 Skimmer O skimmer é feito para retirar o óleo.

Figura 32.22- Sobre o liquido existe o recolhimento do óleo automático http://www.ambarenvironmental.com/html/waste_water_plants.html#b2sump

Figura 32.23- Dispositivo que faz rodar a esteira para recolhimento do óleo http://www.ambarenvironmental.com/html/waste_water_plants.html#b2sump

Figura 32.24- Dispositivo que faz rodar a esteira para recolhimento do óleo e o recolhimento. http://www.ambarenvironmental.com/html/waste_water_plants.html#b2sump



32-36

32.23 Postos de Gasolina

O Semasa órgão encarregado do sistema de água potável, esgoto sanitário e águas pluviais de Santo André possui o Decreto 14555 de 22 de setembro de 2000 que trata dos postos de serviços que geram óleos e graxas.Cita que o lançamento de óleo e graxa mineral sendo que o limite deve ser inferior a 20mg/L

Nota: isto pode ser atingido com glóbulos de 60μm, mas a maioria dos fabricantes de caixas separadoras de óleos e graxas para postos de gasolina com placas coalescentes no Brasil retêm glóbulos igual ou maior que 40μm e a perfomance de óleo e graxa mineral é 10mg/L para densidade de hidrocarboneto de 0,90g/cm3, o que é excelente com vazões que atingem até 40m3/h.

É interessante examinarmos também a Conama Resolução nº 273 de 29 de novembro de 2000 que trata das instalações de postos de gasolina. 32.24 Vazão que chega até o pré-tratamento

Uma das dificuldades que temos é calcular a vazão que chega à caixa de captação de óleos e sedimentos. Temos dois tipos de dimensionamento, sendo um quando trata-se de lavagem de veículos somente e neste caso precisamos da vazão de pico em m3/h. No outro caso trata-se das precipitações que será usada 90% da precipitação anual média, que é o first flush. Para a RMSP usaremos first flush P=25mm.

Vamos apresentar quatro métodos para estimar a vazão que chega até o pré-tratamento quando o mesmo está off-line.

Os métodos são: • Método SCS TR-55 conforme equação de Pitt • Método aproximado do volume dos 5min • Método Santa Bárbara para P=25mm • Método Racional até 2ha.

32.24.1 Vazão que chega até o pré-tratamento usando o Método TR-55 do SCS

O objetivo é o cálculo do número da curva CN dada a precipitação P e a chuva excedente Q. De modo geral a obtenção de CN se deve a obras off-line. Obtemos o valor de CN e continuamos

a fazer outros cálculos. Os valores de P, Q, S estão milímetros. ( P- 0,2S ) 2

Q= --------------------- válida quando P> 0,2 S (Equação 32.1) ( P+0,8S ) 25400 sendo S= ------------ - 254 (Equação 32.2)

CN Dada as a Equação (25.3) e Equação (25.4). São dados os valores de Q e de P. Temos então duas

equações onde precisamos eliminar o valor S, obtendo somente o que nos interessa, isto é, o valor do número da curva CN.

Pitt, 1994 in Estado da Geórgia, 2001 achou a seguinte equação utilizando NRCS TR-55,1986 adaptado para P e Q em milímetros.

CN= 1000/ [10 + 0,197.P + 0,394.Q – 10 (0,0016Q 2 + 0,0019 .Q.P) 0,5] Equação (32.3)



32-37

Exemplo 32.17 Seja um reservatório de qualidade da água com tc=11min, área impermeável de 70% e first flush P=25mm e Área =2ha. Calcular a vazão separadora para melhoria de qualidade das águas pluviais WQv. Coeficiente volumétrico Rv Rv = 0,05 + 0,009 x AI = 0,05 + 0,009 x 70 = 0,68 (adimensional) Q = P . Rv = 25mm x 0,68 = 17mm

Vamos calcular o número da curva CN usando a Equação de Pitt

CN= 1000/ [ 10 + 0,197.P + 0,394.Q – 10 (0,0016Q 2 + 0,0019 .Q.P) 0,5] CN= 1000/ [ 10 + 0,197x25 + 0,394x17 – 10 (0,0016x17 2 + 0,0019 x17x25) 0,5]

CN= 96,6 Vamos calcular a vazão usando o método SCS – TR-55

S= 25400/ CN – 254 = 25400/96,6 – 254 =9mm Usa-se a simplificação de Q=P x Rv, que produz o volume do reservatório para qualidade da

água em mm. Q= P x Rv= 25mm x 0,68= 17mm= 1,7cm (notar que colocamos em cm)

Ia = 0,2 S = 0,2 x 9mm=1,8mm Ia/P= 1,8mm/25mm =0,072 e portanto adotamos Ia/P=0,10 Escolhendo Chuva Tipo II para o Estado de São Paulo.

Co= 2,55323 C1= -0,6151 C2= -0,164

tc= 11min = 0,18h (tempo de concentração) log (Qu) = Co + C1 log tc + C2 (log tc)2 – 2,366 log Qu = 2,55323 – 0,6151 log (0,18) –0,164 [ log (0,18) ] 2 - 2,366 log Qu = 0,55 Qu = 3,58m3/s /cm / km2 (pico de descarga unitário) Qp= Qu x A x Q A=2ha = 0,02km2 Q=1,7cm Qp= Qu x A x Q x Fp =3,58m3/s/cm/km2 x 0,02km2 x 1,7cm =0,12m3/s

Portanto, o pico da descarga para o reservatório de qualidade de água, construído off-line é de 0,12m3/s. Exemplo 32.18

Num estudo para achar o volume do reservatório para qualidade da água WQv é necessário calcular a vazão Qw referente a aquele WQv. Seja uma área de 20ha, sendo 10ha de área impermeável. Considere que o first flush seja P=25mm.

Porcentagem impermeabilizada = (10ha / 20ha) x 100=50% Coeficiente volumétrico Rv Rv = 0,05 + 0,009 x AI = 0,05 + 0,009 x 50 = 0,50 (adimensional) Q = P . Rv = 25mm x 0,50 = 13mm Vamos calcular o número da curva CN usando a equação de Pitt.

CN= 1000/ [ 10 + 0,197.P + 0,394.Q – 10 (0,0016Q 2 + 0,0019 .Q.P) 0,5] CN= 1000/ [ 10 + 0,197 x25 + 0,394 x13 – 10 (0,0016x13 2 + 0,0019 x13x 25) 0,5] CN= 93,8

Portanto, o valor é CN=93,8. Valores de CN em função da precipitação P usando a Equação de Pitt



32-38

Exemplo 32.19

Achar o número da curva CN para P=25mm e área impermeável de 70%. Entrando na Tabela (32.7) com P e AI achamos CN=96,6.

Tabela 32.7 – Valores de CN em função da precipitação P usando a Equação de Pitt P Área impermeável em porcentagem

mm 10 20 30 40 50 60 70 80

13 90,6 92,9 94,4 95,7 96,7 97,5 98,2 98,8

14 90,0 92,3 94,0 95,4 96,4 97,3 98,1 98,7

15 89,3 91,8 93,6 95,0 96,2 97,1 97,9 98,6

16 88,7 91,3 93,2 94,7 95,9 96,9 97,8 98,517 88,1 90,9 92,9 94,4 95,7 96,7 97,6 98,418 87,5 90,4 92,5 94,1 95,4 96,6 97,5 98,419 86,8 89,9 92,1 93,8 95,2 96,4 97,4 98,320 86,2 89,4 91,7 93,5 95,0 96,2 97,2 98,221 85,7 88,9 91,3 93,2 94,7 96,0 97,1 98,122 85,1 88,5 90,9 92,9 94,5 95,8 97,0 98,023 84,5 88,0 90,6 92,6 94,2 95,6 96,8 97,924 83,9 87,6 90,2 92,3 94,0 95,5 96,7 97,825 83,4 87,1 89,8 92,0 93,8 95,3 96,6 97,726 82,8 86,7 89,5 91,7 93,5 95,1 96,4 97,627 82,3 86,2 89,1 91,4 93,3 94,9 96,3 97,628 81,8 85,8 88,8 91,1 93,1 94,7 96,2 97,529 81,2 85,3 88,4 90,8 92,8 94,6 96,1 97,430 80,7 84,9 88,0 90,5 92,6 94,4 95,9 97,3

Vamos explicar junto com um exemplo abaixo.

Exemplo 32.20 Seja bacia com tc=11min, área impermeável de 70% e first flush P=25mm e área =50ha. Coeficiente volumétrico Rv Rv = 0,05 + 0,009 x AI = 0,05 + 0,009 x 70 = 0,68 (adimensional) Q = P . Rv = 25mm x 0,68 = 17mm Vamos calcular o número da curva CN usando a Equação de Pitt.

CN= 1000/ [ 10 + 0,197.P + 0,3925.Q – 10 (0,0016Q 2 + 0,0019 .Q.P) 0,5] CN= 1000/ [ 10 + 0,197x25 + 0,394x17 – 10 (0,0016x17 2 + 0,0019 x17x25) 0,5]

CN= 96,6 Vamos calcular a vazão usando SCS – TR-55

S= 25400/ CN – 254 = 25400/96,6 – 254 =9mm Usa-se a simplificação de Q=P x Rv, que produz o volume do reservatório para qualidade da água

em mm. Q= P x Rv= 25mm x 0,68= 17mm= 1,7cm (notar que colocamos em cm) Ia = 0,2 S = 0,2 x 9mm=1,8mm Ia/P= 1,8mm/25mm =0,072 e portanto adotamos Ia/P=0,10 Escolhendo Chuva Tipo II para a Região Metropolitana de São Paulo. Co= 2,55323 C1= -0,6151 C2= -0,164

tc= 11min = 0,18h (tempo de concentração)



32-39

log (Qu)= Co + C1 log tc + C2 (log tc)2 – 2,366 log Qu= 2,55323 – 0,61512 log (0,18) –0,16403 [log (0,18)] 2 - 2,366 log (Qu)= 0,5281 Qu= 3,27m3/s /cm / km2 (pico de descarga unitário) Qp= Qu x A x Q A= 50ha= 0,5km2 Fp=1,00 Qp= Qu x A x Q x Fp= 3,37m3/s/cm/km2 x 0,5km2 x 1,7cm x 1,00= 2,87m3/s

Portanto, o pico da descarga para o reservatório de qualidade de água, construído off-line é de 2,87m3/s. 32.24.2 Método usando o tempo de permanência 5min para calcular Qo

Vamos mostrar com um exemplo. Exemplo 32.21

Seja um reservatório de qualidade da água e first flush P=25mm, AI=70 e A=50ha. Coeficiente volumétrico Rv Rv = 0,05 + 0,009 x AI = 0,05 + 0,009 x 70 = 0,68 (adimensional) WQv= (P/1000) x Rv x A= (25/1000) x 0,68 x 50ha x 10000m2= 8500m3 Qo= 0,1 WQV/ (5min x 60s)= (0,1 x 8500m3)/ (5 x 60)= 850m3/ 300s =2,83m3/s

32.24.3 Cálculo de Qo usando o método Santa Bárbara Vamos mostrar com um exemplo.

Exemplo 32.22 Seja uma bacia com first flush P=25mm, AI=70 e área =50ha tc=11min

Coeficiente volumétrico Rv CNp= 55 (área permeável) CNi=98 (área impermeável) CNw= CNp (1-f) + 98 x f f=0,70 (fração impermeável) CNw= 55 (1-0,70) + 98 x 0,70=85,1 Usando o método Santa Bárbara para P=25mm, obtemos:

Qo=3,09m3/s 32.24.4 Vazão relativa ao volume WQv que chega até o pré-tratamento usando o Método Racional para áreas ≤2ha.

Esta é uma estimativa que usa o método Racional e vale somente para áreas menores ou iguais a 2ha e para first flush P=25mm para a RMSP.

Em uma determinada bacia o pré-tratamento pode ser construído in line ou off line, sendo que geralmente é construído off line. Qo=CIA/360

Sendo: Qo= vazão de pico que chega até o pré-tratamento (m3/s) C= coeficiente de runoff. Rv=C=0,05+0,009 x AI AI= área impermeável (%) I= intensidade da chuva (mm/h) A= área da bacia (ha)



32-40

A≤2ha I = 45,13 x C + 0,98 Para P=25mm

R2 = 0,86 I= 9,09 x C + 0,20 Para P=13mm

R2 = 0,86 Exemplo 32.23

Calcular o tamanho do reservatório destinado ao pré-tratamento de área com 2ha e AI=70%, sendo adotado o first flush P=25mm.

Coeficiente volumétrico Rv Rv = 0,05 + 0,009 x AI = 0,05 + 0,009 x 70 = 0,68

WQv= (P/1000/ x Rv x A= (25/1000) x 0,68 x 2ha x 10.000m2= 340m3 Vazão de entrada

Uma BMP pode ser construída in-line ou off-line. Quando for construída off-line precisamos calcular a vazão que vai para a BMP.

Usando o método racional. Qo=CIA/360

Sendo: Qo= vazão de pico que chega até o pré-tratamento (m3/s) C= coeficiente de runoff. C=Rv=0,05+0,009 x AI= 0,05 + 0,009 x 70= 0,68 AI= área impermeável (%)

I= intensidade da chuva (mm/h) = 45,13 x C + 0,98= 45,13 x 0,68 + 0,98= 32mm/h (Para P=25mm) A= área da bacia =2ha Q=CIA/360 Q=0,68 x 32mm/h x 2ha /360= 0,12m3/s Portanto, a vazão de entrada é 0,12m3/s. 32.25 Pesquisas do US Army, 2000

O exército dos Estados Unidos fez pesquisas sobre separadores de óleo que passaremos a descrever.

As pesquisas foram feitas nas instalações do exército; nas lavagens de aviões, lavagens de equipamentos, nas áreas de manutenção e lavagem de veículos.

Os resultados estão sintetizados na Tabela (32.8) onde aparece a média em mg/L dos efluentes diversos de acordo com quatro parâmetros.

Tabela 32.8- Média dos influentes no exercito dos Estados Unidos no ano 2000

Parâmetro Instalações Lavagem de aviões

Áreas de manutenção

Áreas de equipamentos

Lavagem de veículos

Óleos e graxas

316 594 478 183 58

TSS 1061 625 1272 1856 611 VSS 277 408 416 239 77 COD 2232 8478 1841 692 99 Sendo: Óleos e graxas: quantidade de média de óleos e graxas do influente (mg/L) TSS= sólidos totais em suspensão (mg/L) VSS= sólidos suspensos voláteis (mg/L) COD= demanda de química de oxigênio (mg/L)



32-41

O influente médio de óleo e graxas varia de 58mg/L a 594 mg/L enquanto que o pico varia de

209mg/L a 1584mg/L. O sólido total em suspensão TSS tem valores médios de 210mg/L a 1272mg/L variando os picos de 1386mg/L a 6502mg/L.

O objetivo dos separadores de óleo e graxas do exército americano é que o efluente tenha no máximo 100mg/L de óleos e graxas o que é alcançado usando-se as caixas separadoras de óleo.

A solução atual mais usada no exército americano são as placas coalescentes de polietileno, instalada a 60º do piso, espaçadas de 19,05mm e com área de superfície de 0,32 gpm/ft2 (0,26 L/s x m2). Geralmente o glóbulo de óleo adotado é de 60μm.

Para o exército americano o efluente tem como objetivo de ser de 100mg/L antes de ser lançado nos cursos de água.

32.26 Princípios de Allen Hazen sobre sedimentação

Em 1904 Allen Hazen estabeleceu os princípios da sedimentação em um tanque que varia diretamente com a vazão de escoamento dividido pela área da placa plana do mesmo.

Este princípio não se aplica somente à sedimentação, mas também a processos de separação por gravidade de todos os líquidos, incluindo a separação água-óleo.

Vamos detalhar as Guidelines for Design, Instalation and Operation of Oil-Water Separators for surface runoff treatment de Oldcastle Precast, 1996. Movimento uniformemente distribuído: laminar

Quando o movimento do fluido é laminar e uniformemente distribuindo na secção longitudinal da câmara, a velocidade ascensional Vt é o quociente da vazão pela área horizontal.

Vt= Q/AH Sendo: Vt=velocidade ascensional (m/h) obtida pela aplicação da Lei de Stokes. Q= vazão de pico (m3/h) AH= área plana (m2)

Figura 32.25- Movimento laminar, e movimento turbulento



32-42

Figura 32.26- Área plana usada por Allen Hazen

Outros regimes de escoamento O escoamento raramente é uniformemente distribuído e laminar. Em muitos casos as altas vazões, causam turbulências nas beiradas, isto é, perto da entrada, perto da saída e nas imediações do fundo da câmara. Portanto, haverá uma perda de eficiência no processo de separação por gravidade e devido a isto, foi introduzido o fator F de turbulência pela American Petroleum Institute –API conforme Publication 421- Design and Operation of Oil Separators, 1990, que recomenda valores de F entre 1,2 a 1,75.

AH= F x Q/ Vt O valor de F não pode ser menor que 1 porque a performance não pode ser maior que os

princípios de Hazen. Muitos separadores por placas coalescentes possuem uma ótima performance perto do ideal e

em algumas vezes é admitido F=1 ou omitido intencionalmente o valor de F, baseado no regime de escoamento que é essencialmente uniforme e radial.

O principio de Hazen foi validado experimentalmente A velocidade ascensional Vt para separador água-óleo pode ser achada pela Lei de Stokes. Lembramos também que além da componente de velocidade vertical Vt, existe a velocidade

horizontal VH. Portanto, os glóbulos de óleo podem se elevar em varias situações até atingir a superfície. O

glóbulo pode estar em situação que demorará mais tempo para subir e o tempo em que todos os glóbulos de óleo irão subir é denominado de “ts”, isto é, tempo de separação.

Definimos por outro lado, o valor “tr” como o tempo em que água leva para percorrer a câmara que é chamado de tempo de residência.

O tempo de separação ts deve ser menor ou igual ao tempo de residência tr. ts ≤tr O tempo de separação ts pode ser obtido por:

ts= d/ Vt Sendo: ts= tempo de separação (h) d= altura da câmara (m) Vt= velocidade ascensional (m/h) O tempo de residência tr pode ser obtido por:

tr= L/ VH Sendo: tr= tempo de residência (h) L= comprimento da câmara (m) VH= velocidade horizontal (m/h)



32-43

Como ts ≤tr podemos fazer:

d/Vt ≤ L/VH Fazendo um rearranjo podemos obter:

VH x d/ L ≤ Vt Aplicando a equação da continuidade temos:

Q= VH x Av Av= B x d

Sendo: Q= vazão de pico (m3/h) VH= vazão horizontal (m3/h) Av= área da seção transversal (m2) d= altura da câmara (m) B= largura da câmara (m) Teremos:

VH= Q/ Av = Q/ (B x d) Mas:

VH x d/ L ≤ Vt Substituindo VH temos: Q x d / ( L x B x d) ≤ Vt

Notar que o valor de “d” aparece no numerado e no denominador podendo portanto ser cancelado, o que mostra que a altura da câmara não influencia na performance do separador água-óleo.

Portanto fica: Q/ AH ≤ Vt

Portanto, fica válido o principio de Hazen: AH= Q/ Vt

É importante salientar que a área AH pode ser área plana de uma câmara API ou área plana em projeção de uma placa coalescente instalada a 45º a 60º.

Figura 32.27- Projeção da placa coalescente. Só vale a área plana para o dimensionamento.



32-44

Figura 32.28- Notar a área planta AH e a área da seção transversal Av bem como as partículas

Vt ascensional e VH da velocidade horizontal numa caixa de profundidade d, largura B e comprimento L.

32.27 Lei de Stokes

Quando uma partícula sólida cai dentro de um líquido segue o que se chama da Lei de Stokes, que assume o seguinte:

(1) as partículas não são influenciadas por outras partículas ou pela parede dos canais e reservatórios;

(2) as partículas são esféricas. (3) a viscosidade da água e a gravidade específica do solo são exatamente conhecidas. Mesmo não obedecendo as duas primeiras precisamente, é usado a Lei de Stokes, que também

deve ser aplicada a esferas que tenham diâmetro entre 0,0002mm e 0,2mm (McCuen,1998). A velocidade (uniforme) da queda de esferas, ou seja, a velocidade de deposição (velocidade de

queda) da Lei de Stokes é a seguinte:

Vs= [ D 2 ( γs – γ ) ] / 18 . μ (Equação 32.3) Sendo: Vs= velocidade de deposição (m/s); D= diâmetro equivalente da esfera (partícula) em metros γ = peso específico da água a 20º C = 9792,34 N/m3 (Lencastre, 1983 p. 434) γs / γ = 2,65 (densidade relativa do quartzo em relação a água) γs= peso específico da partícula do sólido (quartzo)= 25949,701N/m3 μ= viscosidade dinâmica da água a 20º C = 0,00101 N. s /m2 (Lencastre,1983) ρ = massa específica a 20º C = 998,2 kg/m3 (Lencastre, 1983) ν = viscosidade cinemática da água a 20º C= 0,00000101 m2/s (Lencastre, 1983)

Granulometria dos sedimentos

Na prática adotam-se os seguintes valores para os cursos de água naturais (Lloret, 1984): γ s= 2.650kg/m3 (peso específico seco) γ‘s = 1650 kg/m3 (peso específico submerso) Para o reconhecimento do tamanho dos grãos de um solo, realiza-se a análise granulométrica, que

consiste, em geral, de duas fases: peneiramento e sedimentação (Souza Pinto, 2000). O peso do material que passa em cada peneira, referido ao peso seco da amostra, é considerado

como a “porcentagem que passa” representado graficamente em função da abertura da peneira em escala logarítmica (Souza Pinto, 2000). A abertura nominal da peneira é considerada como o



32-45

“diâmetro” das partículas. Trata-se, evidentemente de um “diâmetro equivalente”, pois as partículas não são esféricas.

A análise por peneiramento tem como limitação a abertura da malha das peneiras, que não pode ser tão pequena quanto o diâmetro de interesse. A menor peneira costumeiramente empregada é a de n.º200, cuja abertura é de 0,075mm.

A Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT) adota, para classificação das partículas, a Tabela (32.9).

Tabela 32.9- Limite das frações de solo pelo tamanho dos grãos Fração Limites definidos pela norma da

ABNT Matacão de 25cm a 1m Pedra de 7,6cm a 25cm Pedregulho de 4,8mm a 7,6cm Areia grossa de 2mm a 4,8mm Areia média de 0,42mm a 2mm Areia fina de 0,05mm a 0,42mm Silte de 0,005mm a 0,05mm Argila inferior a 0,005mm

Fonte: Souza Pinto,2000 p. 4

Souza Pinto, 2000 diz que na prática, diferentemente da norma da ABNT, a separação entre areia e silte é tomada como 0,075mm, devido a peneira nº200, que é a mais fina usada em laboratórios.



32-46

Tabela 4.4 - Velocidade de sedimentação de partículas esféricas conforme Lei de Stokes.

Diâmetro partícula

Velocidade de

sedimentação vs

Tipo de solo μm (mm) (m/s)

1 0,0010 0,0000009 1,5 0,0015 0,0000020

Argila

2 0,0020 0,0000036 3 0,0030 0,0000080 4 0,0040 0,0000142 5 0,0050 0,0000222 6 0,0060 0,0000320 7 0,0070 0,0000435 8 0,0080 0,0000569 9 0,0090 0,0000720 10 0,0100 0,0000889 12 0,0120 0,0001280 15 0,0150 0,0002000 20 0,0200 0,0003555 25 0,0250 0,0005555 30 0,0300 0,0007999

Silte

40 0,0400 0,0014220 50 0,0500 0,0022219 60 0,0600 0,0031995 67 0,0670 0,004000 80 0,0800 0,0056880

Areia

100 0,1000 0,0088874 Fonte: Condado de Dane, USA, 2003. Temperatura a 20º C e partículas com 2,65

Curso de redes de esgoto Capitulo 33- Noções sobre tratamento de esgotos


33-1

Capítulo 33- Noções sobre tratamento de esgotos domésticos

“Tratamento de esgotos precisa de energia, pois com a mesma podemos fazer as alterações necessárias. Não confio em tratamento de esgotos em que não se introduza

nenhum tipo de energia”. Prof. engenheiro químico Danilo de Azevedo, 1994.



33-2

Capitulo 33- Noções sobre tratamento de esgotos domésticos 33.1 Introdução Primeiramente salientamos que iremos ver a noção de tratamento de esgotos domésticos e não efluentes líquidos industriais que possuem normalmente algumas particularidades. Veremos como se faz uma unidade de tratamento de esgotos para uma cidade e, portanto não iremos comentar os tratamentos de esgotos feitos no local de uso. É importante que tenhamos sempre em consideração a dificuldade em se adotar um sistema de tratamento de esgoto necessitando sempre de consultoria externa para a tomada de decisão correta. O grande problema do sistema de lodo ativado é o consumo de energia elétrica. Uma vez conversando com o professor Azevedo Netto ele me disse que os bancos internacionais só emprestavam dinheiro para lodos ativados porque eles sabiam que funcionava bem apesar de consumir muita energia elétrica. Ele me aconselhou que lesse na biblioteca da Cetesb o chamado “livro branco” que era o processo que moveram contra a Sabesp com respeito a escolha do lodo ativado. Na opinião do prof. Azeveto Netto o lodo ativado é a melhor escolha e a Sabesp estava certa. O prof Danilo Azevedo com quem fiz curso sobre tratamento de águas residuárias industriais, dizia que só acreditava em sistemas que se gastava energia, pois você poderia interferir no sistema na hora que quiser, sem ter necessidade de ficar “rezando” para dar certo. Azevedo Neto, 1993 apresentou uma classificação não muito rígida que é os processos biológicos são divididos em processos anaeróbios e aeróbios. Os processos biológicos anaeróbios mais conhecidos são o tanque séptico e as lagoas anaeróbias. Os processos biológicos aeróbicos mais conhecidos sãos os clássicos: lodos ativados e filtração biológica e suas variantes econômicas: valos de oxixidação, lagoas aeradas e lagoas e estabilização.

Entretanto a melhor classificação a nosso ver é do dr. Crespo, que separa os tratamentos em dois tipos: aqueles que consideram a parte sólida e líquida separadamente e que são os melhores e aqueles que tentam fazer o tratamento tudo junto, que são mais econômicos, porém menos eficientes conforme veremos abaixo.



33-3

33.2 Regra de Ouro

Segundo Crespo, 2005 a regra de ouro no tratamento de esgoto, é separar inicialmente a parte sólida da parte líquida.

Isto significa que os tratamentos em que a DBO particulada ou suspensão é depositada no tratamento primário e a parte solúvel, isto é, a DBO solúvel vai para o tanque de aeração e depois para um tanque de tratamento secundário, são as melhores opções.

Aqueles tratamento em que se mistura a parte solida da parte liquida, apesar de menores custos, são de menor eficiência. Isto acontece com as fossas sépticas, tanque Imhoff, lagoas anaeróbias, percoladores anaeróbios de fluxo ascendente (RAFA), etc. 33.3 DBO Segundo Crespo, 2005 a DBO global é a soma da DBO solúvel com a DBO particulada. Estamos nos referindo a DBO com 5dias a 20ºC.

DBO global= DBO solúvel + DBO particulada Exemplo 33.1 Seja a DBO total igual a 500mg/L e DBO solúvel igual a 300mg/L. Calcular a DBO particulada.

DBO global= DBO solúvel + DBO particulada DBO particulada = DBO global - DBO solúvel =500 – 300= 200mg/L

33.4 Estação de tratamento de esgotos sanitários Em uma cidade existe um sistema de rede de água de distribuição. A água é usada em banheiros, bacias sanitárias, chuveiros, etc e depois vão para o sistema separador absoluto, isto é, um sistema de redes coletoras que só recebem esgotos sanitários e não pode ser introduzida águas pluviais que é o utilizado no Brasil.



33-4

Figura 33.1- Sistemas de coleta de esgotos: separador absoluto e unificado

Existem países na Europa e cidades nos Estados Unidos que usam o sistema unificado e alguns o sistema misto, que seria um sistema separador absoluto que pode receber um pouco de águas pluviais, que foi o primeiro a ser instalado na cidade de São Paulo em 1876. Os esgotos domésticos provem das residências, do comércio e de algumas pequenas indústrias, portanto o esgoto doméstico nunca é 100% doméstico como se pode ver. 33.5 Quota per capita

A quota per capita de esgotos varia muito de cidade para cidade, sendo uma media de 180 L/dia x hab a 230 L/dia x hab.

O tratamento de esgoto funciona 24h por dia, sendo portanto um sistema de tratamento continuo.

A DBO de entrada em um tratamento varia de 200mg/L a 800 mg/L e a redução varia de 80% a 96%.

O grande problema do século XXI com relação aos tratamentos não é somente a redução da DBO e sim a necessidade de redução do nitrogênio e do fósforo, que alimentam as algas aumentando a eutrofização nos rios.

33.6 Sistema de tratamento de esgotos domésticos Os tratamentos de esgotos domésticos são basicamente quatro conforme Figura

(33.2). Tratamento preliminar: peneiramento através de barras para remover o material

sólido grosseiro.



33-5

Tratamento primário: é a sedimentação simples do material sólido que reduz um pouco a poluição.

Tratamento secundário: geralmente é um tratamento biológico Tratamento terciário ou Tratamento avançado: tem como objetivo remover

alguns poluentes como: fósforo e nitrogênio.

Figura 33.2- Etapas do tratamento de esgotos

Na Figura (33.3) podemos visualizar o que são o tratamento primário, secundário, tratamento do lodo e tratamento avançado (tratamento terciário).

O tratamento secundário pode ter varias opões: • Lodo ativado que é o mais comum e melhor inventado na Inglaterra em

1913. • Filtros biológicos. • Lagoas.

No sistema de lodo ativado podemos visualizar local para aeração que pode ser mecânica ou através de difusores.

No tratamento do lodo temos que desidratá-lo, compactá-lo e encaminhá-lo para um aterro sanitário.



33-6

No tratamento avançado, ou seja, tratamento terciário verificamos principalmente dois poluentes que são o fósforo e o nitrogênio.

Figura 33.3- Esquema de tratamento de esgotos. Observar que o tratamento preliminar está incluso no tratamento primário

O fósforo e o nitrogênio contribuem para o aumento das algas nos rios e lagos e daí

serem um problema, como o que está acontecendo com as ETEs da Sabesp na Região Metropolitana de São Paulo.

Para a remoção do fósforo é usado o processo de decantação, sedimentação usando, por exemplo, um aglutinante como sulfato de alumínio e conseguiremos eliminar mais de 95% de fósforo com o inconveniente de obtermos grande quantidade de lodo que terão que ir para aterros sanitários ou outro tratamento específico.

Para a remoção do nitrogênio temos que fazer a desnitrificação, convertendo o nitrato para nitrogênio gasoso que vai para a atmosfera sem causar problemas.

O uso de carvão ativado para adsorção é destinada a remover os materiais orgânicos que resistiram a remoção biológica conforme USEPA, 2004.



33-7

Na Figura (33.5) está o esquema de uma estação de lodo ativado convencional.

33.7 Filtro biológico O filtro biológico segundo Botelho, 1983 é o patinho feio nos tratamentos de

esgotos sanitários. Crespo, 2005 chama modernamente de Percolação Biológica ou Reator aeróbio de cultivo biológico em meio fixo de sustentação.

Conforme Figura (33.4) onde mostra o esquema do filtro biológico ocorre o seguinte. Primeiramente os esgotos entram num decantador primário onde a DBO particulada deve ser retirada. Se não houver um decantador primário, a sedimentação da DBO particulada irá entupir rapidamente o filtro biológico.

Após passar no decantador primário os esgotos vão para um reservatório cheio de pedras britadas ou pedregulhos com profundidade mínima de 1,50m podendo chegar até 5,0m. Segundo Botelho, 1983 as pedras nada mais são do que um misturador estático entre o despejo e o lodo. O esgoto primário é lançado através de tubulações perfuradas que giram sobre a camada de pedras britadas. Sobre as pedras britadas formam-se camadas biológicas viscosas de aparência gelatinosa que servem de meio suportante para as bactérias responsáveis pela estabilização da matéria orgânica e esta camada chama-se zoogléia conforme Crespo, 2005. Após o filtro biológico os esgotos vão para o decantador secundário sendo que o lodo vai para a disposição e parte do efluente é bombeado novamente para o filtro biológico. Podemos ter ou não recirculação. As taxas adotadas comumente são 0,1 a 0,4kg DBO/dia x m3 para filtro sem recirculação e taxa de 0,7 a 2 kg de DBO/diz x m3 para filtro com recirculação. Em 1966 quando estava me formando engenheiro civil na EPUSP tive oportunidade de visitar um filtro biológico em funcionamento em Jaçanã, São Paulo em companhia do prof. Dr. José Meiches. Inclusive o gás produzido era aproveitado na cozinha industrial de um asilo de velhinhos. Atualmente conforme Crespo, 2005 existe um novo critério de dimensionamento denominado Spulkraft (SK).



33-8

Figura 33.4- Esquema de Filtro Biológico convencional.

Fonte: Botelho, 1983

Figura 33.5- Filtro biológico não convencional. As pedras estão substituídas por placas

paralelas de polietileno envolvidas com manta geotextil e chama-se septo-difusor.

33.8 Lodo ativado convencional O lodo ativado é uma evolução do filtro biológico conforme Botelho, 1983, onde se substitui as camadas de pedra fixas por aeradores. O processo é semelhante ao filtro biológico. Primeiramente entram os esgotos sanitários que possuem na DBO uma parte solúvel e uma parte particulada. No decantador primário o objetivo é depositar a DBO particulada ou em suspensão. Após o depósito da DBO particulada sai dos esgotos somente a DBO solúvel que vai para um tanque de aeração, onde através de energia elétrica os aeradores movimentam os esgotos.



33-9

Após os esgotos vão para o decantador secundário onde o lodo vai se formando e uma parte dele é recirculada e volta para o tanque de aeração e outro parte vai para a disposição conforme Figura (33.6). O tanque de aeração (também denominado de reator aeróbio) geralmente tem de 2m a 3m de profundidade onde o lodo fica retido de 1 a 3 dias conforme Botelho, 1983. No tanque de aeração os microorganismos se aglutinam formando “flocos” que irão se depositar no decantador secundário. O livro do prof dr. Crespo denominado Manual de Projeto de Estações de Tratamento de Esgotos apresenta exemplo muito fácil de ser seguido.

Figura 33.6- Esquema de lodo ativado convencional. Fonte: Botelho, 1983

O tratamento de lodos ativados possui uma serie de modificações e levam nome diferente, como 33.9 Lagoas de estabilização

Não vamos explicitar as lagoas, pois em minha opinião estão fadadas ao desaparecimento face às restrições cada vez maiores das Resoluções Conama com exceção das lagoas aeradas artificialmente. 33.10 Avaliação dos tratamentos

Basicamente os tratamentos de esgotos são anaeróbios e aeróbios. Sem dúvida nenhuma o melhor tratamento é o aeróbio onde é necessária muita energia (oxigênio) para alimentar as bactérias e estas quebrarem a matéria orgânica, produzindo muito lodo.

No tratamento anaeróbio não há gasto de energia, há uma menor quantidade de lodo porém, o maior problema é que não há redução de poluentes como o fósforo e o nitrogênio.

Há redução de DBO mas quase nada de fósforo e nitrogênio. Um outro problema é que não havendo energia externa, é difícil de ficar interferindo

no processo e temos que ficar “rezando” para que tudo dê certo.



33-10

O maior problema é as leis da Conama como a 357/05 que cada vez mais vão ficando mais restritivas sendo que algumas destas alternativas de baixo custo ficarão impensáveis no futuro. 33.11 Normas da ABNT

A Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT) possui a NB-579/1990 (NBR 12209/90) sobre Projetos de estações de tratamento de esgotos sanitários que se aplica aos processos de tratamento em:

• Separação de sólidos dos meios físicos (tratamento preliminar) • Filtração biológica (tratamento secundário) • Lodos ativados (tratamento secundário) • Tratamento de lodo

33.12 Eficiência do tratamento Na Tabela (33.1) estão os valores mais comuns de redução de DBO conforme o professor Azevedo Neto.

Tabela 33.1-Valores mais comuns de redução de DBO segundo Azevedo Netto.

Fonte: Faculdade de Saúde Pública, 1973

Pela Tabela (33.1) podemos ver que o tratamento primário reduz no máximo 40%

da DBO enquanto que o lodo ativado vai de 85% a 95%. Nas lagoas a redução variam de 50% a 95%.



33-11

33.13 Custos

Os custos de implantação de ETE convencionais de lodos ativados variam de R$ 140,63/hab a R$ 157,66/ha com uma média de R$ 144,03/hab conforme Jordão, 2005.

O custo total de implantação de uma lagoa de estabilização é de US$ 65,00/hab.

Exemplo 33.2 Estimar o custo de uma ETE de lodo ativado convencional (primário+secundário) para população de 1.300.000 hab.

Custo de implantação= R$ 144,03/ hab 1.300.000hab x R$ 144,03/hab= R% 1.872.390.000,00

33.14 Lodo do esgoto

Botelho, 1983 chama o lodo de esgoto de Besta Negra , dados os problemas que o mesmo apresenta. Aproximadamente em 100kg de lodo teremos 80 kg de água.

A imagem que temos do lodo esgoto provem na maioria das vezes, dos lodos das fossas sépticas, que já estão estabilizados, mas o que acontece em tratamentos é que o lodo ainda não está estabilizado.

Qasim, 1994 diz que o objetivo da estabilização do lodo são: reduzir os patogênicos, eliminar o odor e controlar o potencial de putrefação da matéria orgânica.

Os métodos para estabilização ou tratamento do lodo são vários: • Métodos de tratamento biológico aeróbicos • Métodos de tratamento biológico anaeróbicos (mais usado) • Métodos de oxidação química com altas dosagens de cloro • Métodos químicos de estabilização usando a cal elevando o mesmo acima de

ph=12,. • Método de tratamento com calor sendo o lodo aquecido a 140º a 200ºC por

um período curto e sobre pressão, O método mais usado é tratamento biológico anaeróbio do lodo em um tanque aberto ou

fechado onde a matéria orgânica se decompõem com auxilio de microorganismos que não precisam de oxigênio. O digestor anaeróbio trata somente o lodo, mas sistemas de tratamento como fossa séptica e lagoa anaeróbia fazem também o tratamento anaeróbio dos lodos.

Os outros métodos geralmente são usados em estações tratamento de esgotos de pequeno porte conforme Qasim,. 1994.



33-12

Figura 33.7- Esquema de lodo ativado onde salientamos o Digestor Anaeróbio para o

tratamento do lodo antes da secagem. Fonte: Crespo, 2005.

Na Figura (33.8) vemos um leito de secagem convencional que geralmente são dois. Tínhamos em Guarulhos na cidade Serodio um Tanque Imoff . Era comum germinarem as sementes de tomates no lodo seco.



33-13

Figura 33.8- Leitos de secagem

33.15 MBR O sistema mais novo do mundo chamas-e MBR (Membrane bioreators) e existe no

mundo há aproximadamente 10anos. É uma mistura do melhor tratamento biológico que existe que é o lodo ativado com o uso de membranas, onde no decantador secundário instalamos membranas conforme Figura (33.9).

As membranas são para ultrafiltração e é o melhor sistema de tratamento de esgoto quando pretendemos fazer o reuso devido a alta confiabilidade no processo.

As membranas são limpas anualmente e trocadas a cada 5 anos.



33-14

Figura 33.9- Esquema do MBR= lodo ativado + membranas

33.16 Lançamento do efluente nos cursos de agua O lançamento do efluente em cursos d´água tem obedecer aos padrões da Conama

357/2005. Em muitos paises o efluente é usado para recarga de aqüíferos (infiltração),

irrigação de parques, jardins,campos de golfe, usos industriais não potáveis, aquacultura e como água de reuso para fins não potáveis.

Observemos que não temos normas técnicas de Reuso de esgotos no Brasil.



33-15

33.17 Bibliografia e livros consultado -AISSE, MIGUEL MANSUR. Tratamento de esgotos sanitários. ABES, 2000. -AZEVEDO, DANILO de. Efluentes líquidos industriais. Junho, 1993. Curso no Celacade, São Paulo. -AZEVEDO, NETO. Sistemas de esgotos sanitários. Faculdade de Saúde Publica de São Paulo, 1973, 418p. -BOTELHO, MANOEL HENRIQUE CAMPOS. Tecnologia de tratamento de águas residuárias industriais.- Tecnologia e gerência. Sao Paulo, 1983. -CHERNICHARO, CARLOS AUGUSTO DE LEMOS. Reatores anaeróbios- Principios do tratamento biológico de águas residuárias. Universidade Federal de Minas Gerais,, Volume 5, 1997, 245 páginas. -CRESPO, PATRICIO GALLEGOS. Manual de projeto de estações de tratamento de esgotos. 2a ed. Ano 2005, 332 páginas. -DACACH, NELSON GANDUR. Tratamento primário de esgoto, 1991. -EPA. Primer for municipal wastewater treatment system. EPA 832-r-04-001 setembro de 2004. -FACULDADE DE SAUDE PUBLICA. Sistemas de esgotos sanitários. 1973 -JORDAO, EDUARDO PACHECO e PESSOA, CONSTANTINO ARRUDA. Tratamento de esgotos sanitárias, 4ª Ed. 2005, 905páginas. -METCALF E EDDY. Wastewater Engineering. 1991, 1334páginas. -NUVOLARI, ARI ET AL. Esgoto sanitário. FATEC, 2003. -QASIM, SYED R. Wastewater treatment plants- Planning, design, and operation. Tehcnomic, 1994, 726 páginas. -SPERLING, MARCON VON. Lagoas de estabilização. Universidade Federal de Minas Gerais,, Volume 3. 1996, 133páginas. -SPERLING, MARCON VON. Lodos ativados. Universidade Federal de Minas Gerais,, Volume 4,2002, 428páginas. -TELLES, DIRCEU D´ALKIMIN ET AL. Reúso da água- conceitos, teorias e práticas. Editora Blucher, 2007. FATEC.

Curso de rede de esgotos Capitulo 34- Previsão de esgotos

engenheiro Plínio Tomaz [email protected] 14/07/08

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Previsão de esgotos



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Capitulo 34- Previsão de esgotos 34.1 Introdução

Uma das coisas mais difíceis de ser feita é a previsão dos despejos de esgotos em sistema de esgotos separador absoluto.

Primeiramente não existe nunca uma previsão perfeita. Mesmo a melhor previsão feitas em países do primeiro mundo, tem erros que vão de 5% a 10% podendo chegar a mais de 30%.

Os principais dados necessários para uma previsão são: a) População: projeções e tamanho da família; b) Moradia: quantidade de pessoas por moradia, densidade de moradias, tamanho

dos lotes etc.; c) Empregos: total de empregos por cada setor industrial, dados históricos da taxa

de crescimento dos empregos. Projeções dos empregos agregados e desagregados; d) Outros fatores econômicos: índices de inflações, aumento da renda, projeção do

aumento da renda; e) Clima: temperatura, chuvas, evapotranspiração; f) Estatísticas de água: preços, estruturas da tarifas, dados históricos mensais por

economias e por categorias, perdas d’água, suprimentos particulares; g) Conservação da água: medidas futuras de conservação da água, medidas de

redução do consumo de água, aceitabilidade pelo público etc. Existem segundo Boland et al (1981) e Tung (1992) três métodos básicos de

previsões: a) Método de um simples coeficiente (quota per capita, volume por ligação,

volume mensal / empregado para cada tipo de indústria) b) Métodos de Múltiplos coeficientes (chuvas, renda, preço da água etc) c) Métodos Probabilísticos (verifica as incertezas nos métodos anteriores) No Método de um Simples Coeficiente tem somente uma variável explanatória

que pode ser aplicada, por exemplo, a quota per capita, o volume de água por ligação de água ou o coeficiente unitário para método desagregado.

Exemplo do coeficiente unitário é a previsão de consumo industrial, baseado em volume de água gasto por operário em determinado tipo de indústria. Este método é bom para uma avaliação preliminar do problema, pois usa poucos dados, mas não é consistente e de modo geral não fornece uma boa previsão.

Este método é bom para previsões a curto prazo, mas são bastantes questionáveis para previsão a longo prazo.

Para o método do simples coeficiente vamos citar dados da AWWA (1991) referente a quota per capita relativa ao número de consumidores:

A previsão de população e consumo de água é mais arte do que ciência.



3

34-3

34.2 Previsão usando densidade

A previsão das vazões de esgoto é baseada na previsão de consumo de água e é muito difícil, pois temos que considerar a situação de inicio e a de futuro. Uma das maneiras mais práticas e usadas é a densidade em habitantes por hectare. Existem várias tabelas sobre o assunto.

Tabela 34.1- Densidade media conforme o tipo de ocupação do solo Tipo de ocupação de áreas urbanas Densidade

(hab/ha) Áreas periféricas, lotes grandes 25 a 75 Casas isoladas, lotes médios e pequenos 50 a 100 Casa geminada de 1pavimento 75 a 150 Idem 2 pavimentos 100 a 200 Prédio de pequenos apartamentos 150 a 300 Áreas comerciais 50 a 150 Áreas industriais 25 a 75 Densidade global média 50 a 150 Áreas industriais 1,0 a 2 L/s x ha

Tabela 34.2- Densidade média conforme o tipo de ocupação do solo

Tipo de ocupação de áreas urbanas Densidade (hab/ha)

Bairros residências de luxo com lotes de 800m2 100 Idem 450m2 120 Idem 250m2 150 Bairros mistos residencial e comercial com prédios até 4 pavimentos 300 Bairros residências com até prédios até 12 pavimentos 450 Bairros misto residencial, comercial e de indústrias leves 600 Bairros comerciais com edifícios de escritório 1000

O professor Tucci desenvolveu por análise de regressão linear equação que fornece

a área impermeável em função da. densidade (hab/ha). AI= -3,86 + 0,55 x DH

Sendo: AI= área impermeável em porcentagem DH= densidade habitacional (hab/ha)



4

34-4

Tabela 34.3- Densidade habitacional em função da área impermeável

DH AI (hab/ha) (%)

30 12,64 40 18,14 50 23,64 60 29,14 70 34,64 80 40,14 90 45,64 100 51,14 110 56,64 120 62,14 30 67,64 140 73,14 150 78,64 160 84,14 170 89,64

34.3 Previsão de população

Qasim, 1994 apresenta sugestão de oito métodos para previsão de população. 1. Método de crescimento aritmético 2. Método de crescimento geométrico 3. Método de taxa declinante de crescimento: onde a população atinge um ponto de

saturação prefixado. 4. Método da curva logística: é a curva em forma de S onde atinge a população de

saturação. 5. Método gráfico de comparação entre cidades similares: são comparadas cidades

similares e se fazem projeções iguais. 6. Método da razão: pensa-se que a cidade segue o crescimento da região. 7. Método da previsão de empregos 8. Método da previsão de cluster de nascimentos: é escolhido um grupo de pessoas

nascidas num certo período e daí se fazem as previsões. Os principais métodos utilizados para as projeções populacionais são (Fair et al, 1968; CETESB, 1978; Barnes et al, 1981; Qasim, 1985; Metcalf & Eddy, 1991):

Vamos apresentar somente os três métodos clássicos para previsão de população: 1. Método aritmético 2. Método geométrica 3. Método Logístico



5

34-5

34.4 Dados de população de Guarulhos

Primeiramente vamos fornecer os dados da população de Guarulhos segundo o IBGE conforme Tabela (34.4).

Tabela 34.4- Dados da população de Guarulhos conforme censo IBGE

ANO POPULAÇÃO TOTAL RURAL URBANA (Hab) (Hab) (hab)

1.940 13.439 6.779 6.6601.950 35.523 18.422 17.1011.960 101.273 23.776 77.4971.966 182.627 24.528 158.0991.967 196.186 22.197 173.9891.968 209.745 19.876 189.8691.969 223.304 17.550 205.7541.970 236.811 15.226 221.5851.971 266.469 24.126 242.3431.972 296.073 33.026 263.0471.973 325.677 41.926 283.7511.974 355.281 50.826 304.4551.975 384.885 59.726 325.1591.976 414.489 68.626 345.8631.977 444.093 77.526 366.5671.978 473.697 86.426 387.2711.979 503.301 95.326 407.9751.980 532.908 104.226 428.6821.981 565.326 102.145 463.1811.982 597.744 97.264 500.4801.983 630.162 90.268 539.8941.984 662.580 81.062 581.5181.985 717.723 45.678 672.0451.986 728.000 48.000 680.0001.987 761.000 52.000 709.0001.988 794.000 55.000 739.0001.989 801.690 55.000 746.6901.990 806.000 35.000 771.0001.991 811.486 37.940 773.5461.992 833.000 5.000 828.0001.993 863.294 6.000 857.2941.994 900.000 7.000 893.0001.995 922.237 6.000 916.2371.996 972.197 1.997 1.998 1.999



6

34-6

2.000 1.072.717 2.001 2.002 2.003 2.004 2.005 1.251.179 2.006 1.283.253

Na Tabela (3.5) estão os dados com intervalos de 10anos desde 1940 até o ano

2000. Tabela 34.5-População de 10 em 10 anos

Ano Pop (hab) 1940 13439 1950 35523 1960 101273 1970 236811 1980 532908 1990 806000 2000 1072717 2010 2020 2030 2040

34.5 Método aritmético

Considerando os valores das populações Po e P1 no tempo to e t1 a razão ou taxa de crescimento aritmético neste período conforme prof Eduardo R. Yassuda e Paulo S. Nogami do livro Técnica de Abastecimento de Agua será:

r= (P1-Po)/ (t1-to) A população P será: P= Po + r (t – to)

Tabela 34.6-Razão para o método aritmético

Aritmético Ano Pop (hab) Razão

1940 13439 2208 1950 35523 6575 1960 101273 13554 1970 236811 29610 1980 532908 27309 1990 806000 26672 2000 1072717 2010 1351357 2020 1908637 2030 2744557 2040 3859117

Considerando Po= 1940 e P1= 1950 a razão será:



7

34-7

r= (P1- Po)/ (t1- to) = (35523-13439) / (1950 – 1940) =2208 e assim para os demais anos conforme Tabela (34.6)

População de Guarulhos

0500000

10000001500000

1940 1960 1980 2000 2020

ano

Popu

laçã

o (h

abita

ntes

)

Figura 34.1- Gráfico da população de Guarulhos de 1940 ao ano 2000

Considerando a média das três ultimas razões teremos: Média =27864= (29610+27309+26672)/3

P= Po + r (t – to) Considerando to=2000 e Po= 1072717

P= 1072717 + 27864 (t – 2000) Contando-se to a partir do ano 2000 Para t=2010 teremos:

P= 1072717 + 27864 (2010 – 2000) Tabela 34.7- Previsão de população de Guarulhos usando método aritmético

Ano Pop (hab) 1940 13439 1950 35523 1960 101273 1970 236811 1980 532908 1990 806000 2000 1072717 2010 1351357 2020 1629997 2030 1908637 2040 2187277



8

34-8

34.6 Método geométrico A previsão de população conforme FHSP, 1967 pelo método geométrico será:

P= Po . q (t-to)

q= (P1/Po) (t1-to)

Dados: Ano 2000 P1=1.072.717 hab. Ano 1990 Po= 806.000 hab.

q= (P1/Po) (t1-to)

q= (806000 / 1072717) (2000-1990) =1,03 Adotando a razão q= 1,03 obtermos para o ano 2030.

P= Po . q (t-to)

P= 806000 x 1,03 (2030-1990) =2.603.766hab Tabela 34.8- Aplicação do método geométrico para Guarulhos

GeométricoAno Pop (hab)

1940 13439 1950 35523 1960 101273 1970 236811 1980 532908 1990 806000 2000 1072717 2010 1441642 2020 1937446 2030 2603766

34.7 Método Logístico

O método logístico prevê uma população de saturação denominada K que é considerando um limite superior conforme FHSP. 1967.

P= K / (1 + 2,718 a-bt ) Sendo que o valor de K se obtém:

Ps = [2.Po.P1.P2 – P12 . (´Po+P2)] / (Po . P2 - P12) b= {1/ (0,4343 x d)} . log { [Po (K-P1)]/ {P1 . (K-Po)}}

to=0 t1=d. No caso d=10anos t2=2d

a = (1/0,4343) . log [(K-Po)/Po]

Tomando-se o valor de Po para o ano de 1980, P1 para o ano de 1990 e P2 para o ano 2000 acharemos o valor de K.



9

34-9

Tabela 34.9- Valores de Po, P1 e P2 Valores ano População

Po 1980 532908 P1 1990 806000 P2 2000 1072717

K = [2.Po.P1.P2 – P12 . (Po+P2)] / (Po . P2 - P12) K = [2x532908x806000x1072717 – 8060002 . (532908+1072717)] / (532908x

1072717 - 8060002)= 1.558.889 Portanto, a população de saturação será de K=1.558.889 habitantes.

b= {1/ (0,4343 x d)} . log { [Po (Ks-P1)]/ {P1 . (Ks-Po)}} b= {1/ (0,4343 x 10)} . log { [532908 (1558889-806000)]/ {806000 . (1558889-

532908)}}= -0,07232125 a = (1/0,4343) . log [(K-Po)/Po] a = (1/0,4343) . log [(1558889-532908)/532908]= 0,65504716

P= Ks / (1 + 2,718 a-bt ) P= 1558889 / (1 + 2,718 0,65504-0,07232.t )

O tempo começa a contar de 1980, pois to=1980. Para o ano 2010 teremos a diferença 2010-1980 que serás de 30 anos ficando assim.

P= 1558889 / (1 + 2,718 0,65504-0,07232. (2010-1980 )= 1.277,850 Tabela 34.10- Aplicação do método logístico para Guarulhos

Logística Ano Pop (hab) K=1558889 1940 13439 b=0,07232125 1950 35523 a=0,65504716 1960 101273 1970 236811

Po, to 1980 532908 P1, t1 1990 806000 P2, t2 2000 1072717

2010 1277850 2020 1408570 2030 1482139



10

34-10

34.8 Coeficientes de variação da vazão

Os projetos de esgotos usam os seguintes coeficientes: K1= maior consumo diário no ano/ vazão média diária no ano

K2= maior vazão horária no dia/ vazão média horária no dia K3= coeficiente de mínima vazão horária que é a relação entre a vazão mínima

e a vazão média anual. Conforme ABNT NBR 9649/86 os valores a serem adotados quando não se

possuem pesquisas são: K1= 1,20 K2= 1,5 K3=0,5

Coeficiente de retorno= 0,80 Conforme Tsutya, 1999 a SABESP usa a equação abaixo para os valores de

K= K1 x K2, sendo que para vazões abaixo de 751 L/s o valor K=1,80 é constante e para vazões acima de 751 L/s o valor de K diminui.

Q≤ 751 L/s K=1,80 Q> 751 L/s

K= 1,20 + 17,485/ Q 0,5090

Sendo: Q= somatória das vazões médias de uso predominante residencial, comercial, publico em L/s

34.9 Vazões parasitárias (infiltração) Pode haver infiltração de água de drenagem nos coletores de esgoto e isto se chama de vazões parasitarias que atingem até 6,0 L/s x km. Conforme Tsutiya, 1999 as águas do subsolo atingem as redes coletoras através de:

• Juntas das tubulações • Paredes das tubulações • Poços de visita, tubos de inspeção e limpeza, caixas de passagem, estações

elevatórias, etc.

Tabela 34.11- Vazões parasitárias



11

34-11

Figura 34.2- Taxas de infiltração em redes coletoras de esgoto

Fonte: Crespo, 1997

Conforme a norma da ABNT 9649 a taxa de infiltração depende da posição do lençol freático variando de 0,05 L/s x km a 1,0 L/s x km. 34.10 Despejos industriais

É uma grande dificuldade estimarmos a contribuição industrial numa rede de esgotos. Primeiramente informamos que a legislação não permite que nenhuma indústria lance na rede de esgotos vazões maior que 1,5 vezes maiores que a média.

Na falta de dados Tsutya, 1999 estima vazões futuras entre: 1,15 L/s x ha a 2,30 L/s x ha. Em áreas industriais onde não se utilizam quantidades significativas de água em seus processos produtivos, pode-se estimar a contribuição de esgotos em 0,35 L/s x ha.

Para vazões industriais (médias e grandes) conforme Tsutiya, 1999 o valor de K1=1,10



12

34-12

34.11 População flutuante

Conforme o caso deve ser levada em conta, principalmente em cidades de veraneio. 34.12 Bibliografia e livros consultados -ABNT–Estudos de concepção de sistemas públicos de abastecimento de água. NBR 12211/92. -BILLINGS, R. BRUCE et al. Forecasting urban water demand. American Water Works Association, Denver, Colorado, 1996. -FAIR, GORDON M. et al. Water supply and wastewater removal. Edutira John Willey, 1966. ISBN 0-471-25130-5 -FHSP. Técnica de Abastecimento e tratamento de água. Faculdade de Higiene e Saúde Pública da USP, 1967. -HELLER, LEO et al. Abastecimento de água para consumo humano. Belo Horizonte, 2006, 859 páginas. -QASIM, SYED R. Wastewatrer treatment plants- planing, design and operation.1994, ISBN 1-56676-134-4, 726páginas. -TSUTIYA, MILTON TOMOYUKI e SOBRINHO, PEDRO ALEM. Coleta e transporte de esgoto sanitário. EPUSP, 1999, 547páginas -TSUTIYA, MILTON TOMOYUKI. Abastecimento de água. EPUSP, 2004, 643páginas

Curso de rede de esgotos Capitulo 35- Caixa de gordura


35-1

Capítulo 35- Caixa de gordura 35.1 Introdução

É importante que haja caixa de gordura em prédios de apartamentos e nas residências. As caixas de gorduras em restaurantes são importantíssimas, pois a quantidade de gorduras se forem lançadas nas redes coletoras causarão entupimentos constantes conforme já constato.

Figura 35.1- Caixa de gordura

Figura 35.2- Caixa de gordura http://www.cswd.net/pdf/FOG_Manual_Final.pdf

O problema do excesso de gordura nos esgotos sanitários trás problemas no

tratamento na formação do lodo, no aumento do tempo de retenção hidráulica e na redução da atividade hidrolítica devido a biomassa conforme Mendes et al, 2005. Existe basicamente dois tipos de caixas de gorduras:



35-2

• Caixa de gordura para prédios onde existe rede coletora de esgoto sanitário • Caixa de gordura para prédios onde não existe rede coletora de esgoto sanitário

Conforme Mendes et al, 2005 a concentração de lipídeos (gorduras) em águas

residuárias é dado pela Tabela (35.2).

Tabela 35.2- Fontes de lipídeos(gorduras) e suas concentrações em águas residuárias Tipo de efluentes Concentração de lipídeos

(gorduras) (mg/L) Doméstico 40 a 100 Matadouros e avícolas >500 Laticínios 4680 Restaurantes 98 Azeite de oliva 16000 Sorvetes 845 Fonte: Mendes et al, 2005 www.scielo.br

A maior fonte de geração de lipídeos (gorduras) são as indústrias de óleos

comestíveis, sorvetes, laticínios, matadouros e efluentes domésticos e de restaurantes, principalmente de fast food conforme Mendes et al. 2005.

35.2 Caixa de gordura para prédio onde existe rede coletora de esgoto sanitário

Conforme a NBR 8160/1983 de Instalação predial de esgoto sanitário recomenda a instalação de caixas retentoras de gorduras nos esgotos sanitários que contiverem resíduos gordurosos provenientes de pias de copas e cozinhas.

A norma estabelece a Equação (35.1) para o dimensionamento da caixa de gordura: V= 2 x N + 20 (Equação 35.1)

Sendo: V= volume em litros N= número de pessoas servidas pelas cozinhas que contribuem para a caixa de gordura;

O dimensionamento correto da caixa de gordura é muito importante para o bom funcionamento do sistema de tanque sépticos, conforme Figura (35.1) motivo pelo qual vamos nos dedicar um pouco mais visto haver pouca literatura brasileira sobre o assunto.



35-3

Figura 35.3 – Caixa de gordura

Fonte: Jordão et al, 2005



35-4

35.3 Critérios básicos

As caixas de gorduras devem obedecer a quatro critérios básicos para o seu perfeito funcionamento.

1. Tempo de detenção: deverá haver um tempo de detenção suficiente para que as gorduras e o óleo sejam emulsionadas, separadas e que flutuam na superfície da caixa de gordura.

2. Temperatura: a caixa de gordura deve permitir que os esgotos tenham a sua temperatura aumentada suficientemente para emulsionar a gordura e separá-las.

3. Turbulência: a turbulência deverá ser evitada, pois poderá atrapalhar a subida da gordura.

4. Volume da caixa: deve ser adequado para permitir o armazenamento da gordura durante os intervalos de limpeza.

Os óleos e graxas, segundo Jordão, 2005 estão presentes nos esgotos de 30mg/L a

70mg/L conforme já constatado em quatro estações de tratamento de esgotos sanitários. Em projetos de hospitais, restaurantes e cozinhas industriais é normalmente adotado 100mg/L de óleo e gorduras sendo este a base do dimensionamento das caixas de gordura pela EPA.

Algumas cidades americanas admitem limites de óleo e gorduras que variam de 150mg/L a 300mg/L, sendo a média de 200mg/L.

Conforme Decreto do Estado de São Paulo 8468 de 8 de setembro de 1976 o lançamento na rede publica de esgoto sanitário deverá obedecer ao artigo 19-A item IV – ausência de óleos e graxas com concentração máxima de 150mg/L.

Uma caixa de dimensões muito pequena acarretará a perda de todo o sistema, sendo que a ABNT deverá alterar as normas vigentes.

35.4 Caixa de gordura para prédio onde não existe rede coletora de esgoto sanitário

As caixas de gorduras da firma Rotogine são feitas em polietileno e possuem volume de 100 litros a 8.000 litros, conforme Figura (35.2).

[email protected]

Caixa de gordura100 litros a 500 litros

Resíduos pesados + gordura digerida

Água limpa

Gordura flutuante

Figura 35.4 - Caixa de gordura

Fonte: http://www.rotogine.com.br/



35-5

A caixa de gordura da Figura (35.5) é o modelo recomendado pelo Estado da Carolina do Norte, 2002.

Figura 35.5 - Caixa de retenção de gordura

Fonte: Estado da Carolina do Norte, 2002. 35.5 Método do tempo de detenção conforme Metcalf&Eddy, 1991

Metcalf&Eddy, 1991 recomenda que a caixa de gordura coletiva para que a flotação das gorduras seja efetiva deve deter o efluente no mínimo em 30 (trinta) minutos.

Conforme Mecalf&Eddy, 1991 os fatores de pico são muito importante para o dimensionamento de caixas de gorduras para pequenos estabelecimentos comerciais, pequenas comunidades e residências individuais conforme Tabela (35.3).

Tabela 35.3- Fatores de pico para escoamento de esgotos de residência

individuais, pequenos estabelecimentos e pequenas comunidades Fator de

pico Residência individual Pequenos estabelecimentos

comerciais Pequenas

comunidadades Faixa de

pico Média de

pico Faixa de pico Média de pico Faixa de

pico Média de

pico Pico horário 4 a 8 6 6 a 10 8 3 a 6 4,7 Pico por dia 2 a 5 4 4 a 8 6 2 a 5 3,6 Pico por semana

1,25 a 4

2 2 a 6 3 1,5 3 1,75

Pico por mês 1,2 a 3 1,75 1,5 4 2 1,2 A 2 1,5 Fonte: Metcalf & Eddy, 1991 Para partículas com diâmetro de:

• 150μm a velocidade de ascensão é de 3,6m/h e • 60μm a velocidade de ascensão será 0,6m/h.

Exemplo 35.1 Supondo velocidade mínima de ascensão de 3,6m/h para indústria com 300 empregados. Tomaz, 2000, Previsão de consumo de água.

Restaurante: 11 litros/dia/refeição Metcalf & Eddy, 1991 Suponhamos que se gaste 11 litros/refeição por hora

Vazão média = 11litros/hora x 300empregados = 3300 L/h= 3,3m3/h



35-6

Usando fator de pico= 8 conforme Tabela (35.3). Vazão de pico= 3,3m3/h x fator de pico= 3,3 x 8=26,4 m3/h Usando Equação (35.2) temos: Adotando velocidade mínima ascensional de 3,6m/h teremos: Área (m2)= 26,4m3/h /3,6= 7,33m2 Adotando:

L= comprimento (m) B= largura (m) Supondo: L= 1,5 B A= L x B A= 1,5 B2

A= área (m2)= 7,33m2 7,33= 1,5 B2 B= 2,21m L= 1,5 x B= 1,5 x 2,21= 3,32m

Tempo de detenção mínimo adotado> 30min (Metcalf e Eddy, 1991) Para a flotação ser efetiva adoto 60min

V= (30min/60min) x 26,4m3/h=13,2m3 Altura da caixa V= L x B x H 13,2m3 = 3,32 x 2,21 x H H= 1,80m



35-7

35.6 Caixa de retenção de gordura conforme Nunes, 1996

As caixas de retentoras de gordura são unidades destinadas a reter gorduras e materiais que flotam naturalmente. São utilizadas no tratamento preliminar de águas residuárias de frigorífico, curtumes, laticínios, matadouros, etc.

O principio de separação se dá pela diferença de densidade entre a água e as gorduras. Em matadouros e curtumes, estas gorduras recuperadas têm valor comercial.

A caixa deve ser construída de forma que o liquido tenha permanecia tranqüila durante o tempo em que as partículas, a serem removidas, percorram desde o fundo até a superfície liquida. O tempo de detenção deverá situar-se entre 3 e 5 minutos, se a temperatura do líquido se encontrar abaixo de 25ºC. Acima desta temperatura, o tempo de detenção poderá ser maior, até 30minutos.

Figura 35.6-Caixa retentora de gordura Fonte: Nunes, 1996

O formato da caixa deverá ser retangular, possuindo duas ou mais cortinas, uma

próxima à entrada para evitar turbulência do líquido e a outra próxima à saída. Em um dos lados da caixa deverá ter uma calha para remoção da gordura.

A área necessária A é calculada conforme a seguinte fórmula: A = Q/ V

Sendo: A= área da superfície da caixa (m2) Q= vazão máxima (m3/h) V= velocidade mínima de ascensão das partículas de menor tamanho. Esta velocidade poderá ser obtida em um cilindro graduado, determinado o tempo de subida de uma pequena partícula.

V (m/h)= H(m)/ t(h) Sendo: V= velocidade mínima ascensional (m/h) H= altura do líquido no cilindro (m) t= tempo de ascensão (h)



35-8

Exemplo 35.1- Extraído de Nunes, 1996 Dimensionar uma caixa de gordura de um frigorífico que abate cerca de 200 cabeças de boi por dia. Considerar a contribuição per capita igual a 15000 Litros/cabeça/dia, como também o período de 8 horas de funcionamento diário e que 60% das águas residuárias passarão na caixa. A temperatura é de 30ºC. Contribuição diária de águas residuárias (Q)

Q= 200 cabeças/dia x 1500 litros/cabeça x dia= 300m3/dia Para 8 horas de funcionamento Q= 37,50m3/h

Volume da caixa V

Adotando o tempo de detenção de 10min, tendo em vista que a temperatura do liquido se encontra acima de 25ºC.

V= 1,5 x Q x t x 0,60 Sendo: V=volume da caixa (m3) Q= vazão média (m3/h) t= tempo de detenção (h) 0,60= 60% da água passará na caixa. 1,5= coeficiente de pico Dimensões da caixa Considerando que a velocidade de ascensão das menores partículas seja de 4mm/s, ou seja, 14,4m/h teremos:

A= 1,5 Q/ 14,4= 1,5 x 37,5/ 14,4= 3,90m2 Adotando comprimento L e largura B

L= 1,5 x B A= L x B 3,90m2= 1,5 B2 B=1,61m L= 1,5 x 1,61= 2,42m

Altura da caixa H

V= L x B x H 5,625m3= 2,42m x 1,61m x H H= 1,44m



35-9

35.7 Método da área suburbana de Washington

Volume= vazão de pico x fator de diversidade x tempo de residência Fator de diversidade:

0,2 para gorduras leves 0,3 para gorduras moderadas 0,4 para gorduras pesadas

O tempo de residência padrão é de 24min mais pode ser usado tempo menor com o limite mínimo de 8min. 35.8 Stockton, Califórnia

V= vazão de pico da cozinha x 10min Comentário: de modo geral as caixas de gorduras dimensionadas em várias cidades dos Estados Unidos são baseadas na vazão de pico das cozinhas.

A localização das caixas de gorduras devido a sua periculosidade não deve ser instalada dentro da cozinha ou do restaurante devendo ser localizada num local de fácil acesso.

A manutenção das caixas deve ser mensal evitando que a mesma atinja 25% do volume do líquido. 35.9 Método da EPA1 para restaurantes

Este método é baseado empiricamente no valor limite de óleos e gorduras de 100mg/L, conforme Estado da Carolina do Norte, 2002. Consumo por refeição: 20 litros Fator de armazenamento mínimo= 1,7 máximo=2,5 Fator de carga mínimo=0,5 máximo= 1,25 médio= 1,0 baixo= 0,80 Volume mínimo da caixa de gordura= 3.000 litros V= (número de assentos) x 20litros/refeição x (Fator de armazenamento) x 1/2 do número de horas aberto) x (fator de carga) Exemplo 35.2 Dimensionar a caixa de gordura para restaurante com 50 assentos, trabalhando 8 horas/dia com 20litros por refeição, usando fator de armazenamento igual 2,0 e fator de carga igual a 1,0. V= (número de assentos) x 20litros/refeição x (Fator de armazenamento) x 1/2 do número de horas aberto) x (fator de carga) V= (50 assentos) x 20litros/refeição x (2,0) x 1/2 de 8 horas aberto) x (1,0)

V= 8.000litros 35.10 Método da EPA1 para hospitais

Volume mínimo= 3.000litros Fator de armazenamento mínimo=1,7 máximo= 2,5 Consumo por refeição= 18litros/refeição Fator de carga Máquina de lavar prato= 1,25



35-10

Sem máquina de lavar prato= 0,75 Exemplo 35.3 Dimensionar a caixa de gordura de um hospital com 100 pacientes e 10 pessoas para atendimento. V= (número de refeições servidas no dia) x (consumo/refeição) x (fator de armazenamento) x (fator de carga) Refeições= 100 x 3 + 10 x 3 = 330 refeições Fator de armazenamento= 2,0 Fator de carga= 1,25 com máquina de lavar pratos

V= 330 x 18 x 2,00 x 1,25 = 14.850 litros



35-11

Figura 35.7- Tiragem de amostra da caixa de gordura



35-12

Figura 35.8- Caixa de gordura com acesso para inspeção

Figura 35.9- Gorduras acumuladas



35-13

Figurda 35.10- Produção de gorduras

Figura 35.11- Poço de visita extravasando água devido entupimento por gorduras

Figura 35.12- Exigências de gorduras nos Estados Unidos

http://www.precast.org/technical/Grease_Interceptor_Design_s.pdf



35-14

Figura 35.13- Valores adotados em USA para dimensionamento de caixa de gorduras


Figura 35.14- Diversos valores de caixa de gorduras conforme os diferentes critérios




35-15

35.11 Bibliografia e livros consultados -AZEVEDO NETTO, JOSÉ M. e MELO, WANDERLEY DE OLIVEIRA. Instalações prediais Hidráulicas-sanitarias. Blucher, 1988, 185 páginas. -ABNT NBR 13969/97 sobre Tanques sépticos-unidades de tratamento complementar e disposição de efluentes líquidos. Construção e Operação. -ABNT NBR 7229/93 sobre Projeto, Construção e operação de sistemas de tanques sépticos. -BRITTO, EVANDRO RODRIGUES DE. Tecnologias Adequadas ao Tratamento de Esgotos, ABES, 2004, 161 páginas. -CIDADE OF EUGENE. Eugene Stormwater Basin Plan CIDADE, 2002. -CONAMA, RESOLUÇÃO Nº357 DE 17/03/05. Dispõe sobre a classificação dos corpos de água e diretrizes para o seu enquadramento, bem como estabelece as condições e padrões de lançamento de efluentes. 26 páginas. --ESTADO DA CAROLINA DO NORTE. Considerations for the management of discharge of fats, oil and grease (FOG) to sanitary sewer system. Jun, 2002, 73 páginas. -JORDÃO, EDUARDO PACHECO e PESSÔA, CONSTANTINO ARRUDA. Tratamento de Esgotos Domésticos. 4ª ed., 2005, 906 páginas. -MACINTYRE, ARCHIBALD JOSEPH. Instalações Hidráulicas. 770 páginas. -MENDES, ADRIANO AGUIAR et al. Aplicação de lípases no tratamento de águas residuárias com elevados teores de lipídeos. www.scielo,br, Química nova, abril 2005, ISSN 0100-4042. -METCALF&EDDY. Wastewater Engineering. McGray-Hill, 1991, 1334páginas. -NUNES, JOSÉ ALVES. Tratamento físico-químico de águas residuárias Industriais. 1996, 277 páginas. -ROTOGINE- Kne Plast Indústria e Comércio Ltda internet: http://www.rotogine.com.br/ -USEPA (U.S. ENVIRONMENTAL PROTECTION AGENCY). Guidelines for Water Reuse. EPA/625/R-04/108 setembro de 2004 acessado em 15 de junho de 2006 http://www.epa.gov/

Curso de redes de esgotos Capitulo 36- Gases em tubulações de esgotos


36-1

Capitulo 36- Gases em tubulações de esgoto 36.1 Introdução Um dos problemas que existe normalmente nos sistemas de esgotos é a produção de gases malcheirosos, principalmente o sulfeto de hidrogênio, H2S, segundo Mendonça,1975. É muito conhecido os casos de tubos de concreto para conduzir esgotos sanitários que devido a produção dos sulfetos entram em colapso conforme Figura (36.1). O motivo é que os sulfetos juntamente com o vapor de água e bactérias cria o ácido sulfúrico que destrói o cimento e conseqüentemente a estrutura do concreto.

Figura 36.1- Corrosão de tubo de concreto para condução de esgoto, por sulfeto de

hidrogênio. Fonte: Tsutiya, 1999

Existem vários gases nos esgotos, mas o mais importante é o sulfeto de hidrogênio H2S.A presença de odor do sulfeto de hidrogênio é importante para os trabalhadores, pois podem causar explosão quando está junto com os gases o metano.

A concentração mínima de H2S para causar a morte é 300mg/L sendo que 3000mg/L é fatal conforme Metcalf e Eddy, 1981.

Metcalf e Eddy, 1981 apresenta a Tabela (36.1) que mostra os efeitos produzidos pelo sulfeto de hidrogênio ao ser humano.



36-2

Tabela 36.1- Efeitos produzidos pela exposição humana ao ar contaminado com varias concentrações de sulfeto de hidrogênio.

Tempo e condições de exposição Concentração de H2S na atmosfera do sistema de esgotos

(ppm em volume)

Efeitos

Exposição prolongada, trabalho leve

5 a 10 (algumas pessoas menos) Pouco ou nenhum

1 a 2 horas, trabalho leve 10 a 50 (algumas pessoas menos) Irritações leves nos olhos e nas vias respiratórias, dores de cabeça

6 horas de trabalho manual pesado Cerca de 50 Cegueira temporária 1 hora de trabalho manual pesado Cerca de 100 Limite máximo sem

conseqüências serias. Fonte: Metcalf e Eddy, 1981 e Tsutiya, 1999 36.2 Sulfetos O H2S é um gás encontrada com freqüência na natureza e muito conhecido pelo seu odor. Pode ser produzido pela decomposição de algumas espécies de matéria orgânica, especialmente a albumina. Segundo Tsutiya, 1999 a principal origem dos sulfetos em esgoto sanitário é devida à ação de bactérias que reduzem o sulfato para obter energia para sua manutenção e crescimento. Sob condições anaeróbias (sem oxigênio) dois gêneros de bactérias anaeróbias obrigatória da espécie Conforme Metcalf e Eddy, 1981 o H2S através da bactéria do genus Thiobacillus forma o ácido sulfúrico:

H2S + 2O2 bactéria ---> H2SO4 36.3 Fórmula Z de Pomeroy É muito conhecida a fórmula empírica do Dr. Pomeroy, a qual através de um indicador Z, tem a finalidade de avaliar o risco do aparecimento de odores em coletores sanitários. É a chamada fórmula Z de Pomeroy que segundo Richardson in Tsutiya, 1999 recomenda a sua utilização para vazões entre 3 L/s a 2.000 L/s.

3 (EDBO) p

Z= ------------------- x --------

I 1/2 Q 1/3 b Sendo: p= perímetro molhado da seção transversal em m; b= corda correspondente à altura molhada em m; Q= vazão máxima horária em litros/segundo; I= declividade do coletor em m/m; T= temperatura média do esgoto no mês mais quente em °C; EDBO= DBO a 5 dias e 20 °C do esgoto bruto em mg/L multiplicado pelo fator 1,07 T-20 Z= coeficiente Z de Pomeroy.



36-3

36.4 Valores de Z

É muito discutido qual os limites dos valores de Z para prevenir a criação de sulfetos. Tsutiya, 1999 comenta que Takahashi sugere o valor de 7.500, Paintal 7.500 e Ludwig e Almeida 10.000. As Tabelas (36.1) e (36.2) mostram alguns valores limites de Z.

Para valores de Z menores que 5.000 o H2S está raramente presente ou somente em diminutas concentrações nos coletores.

Para valores de Z iguais ou maiores que 25.000, o H2S dissolvido estará presente com freqüência e tubos de concreto com pequenos diâmetros possivelmente entrarão em colapso dentro de cinco a dez anos.

Tabela 36.2- Valores de Z e possibilidades de produzir ou não sulfetos Valores de Z Condições a serem observadas Z< 5.000 Neste caso o sulfeto é raramente gerado 5.000≤Z≤25.000 Podemos ter ou não o sulfeto Z> 25.000 Será criado o sulfeto

Tabela 36.3- Valores de Z e possibilidades de produzir ou não sulfetos

Valores de Z Condições a serem observadas Z< 5.000 Neste caso o sulfeto é raramente gerado 5.000≤Z≤10.000 Podemos ter ou não o sulfeto Z> 10.000 Será criado o sulfeto

Fonte: Tsutiya, 1999



36-4

36.5 Relações geométricas da seção circular

Figura 36.2 Ângulo Central

O ângulo central θ (em radianos) do setor circular, pode ser obtido pela seguinte expressão conforme Chaudhry,1993 p.95:

θ = 2 arc cos ( 1 – 2y/D) Conforme Chaudhry ,1993 p.10 temos: A área molhada “A”:

A= D2 ( θ – seno θ)/8 O perímetro molhado ”P”:

P=(θ D)/2 O raio hidráulico “RH”:

RH= (D/4) (1-(seno θ)/ θ) A corda “b” correspondente a altura molhada é dado por:

b= D sen (θ/2) Conforme Mendonça,1984 Revista DAE SP temos:

Usando a fórmula de Manning e tirando-se o valor de θ usando as relações acima obtemos para o regime uniforme a fórmula para obter o angulo central θ.

Observar que o ângulo central θ aparece nos dois lados da equação, não havendo possibilidade de se tornar a equação numa forma explícita.

Daí a necessidade de resolvê-la por processo iterativo, como o Método de Newton-Raphson. O ângulo central θ está entre 1,50 rad. ≤ θ ≤ 4,43 rad. que corresponde 0,15≤y/D≤ 0,80.

θ= seno θ + 2 2,6 (n Q/I 1/2) 0,6 D-1,6 θ 0,4 O primeiro seria o método de tentativa e erros, o segundo seria o método da

bisseção, o método de Newton-Raphson e o Método das Aproximações Sucessivas.



36-5

O Dr. Sérgio Rolim Mendonça, fez uma tabela de declividades mínimas que se deve ter para não haver gases, usando Z=5.000, que deve ser usado principalmente para grandes coletores de esgotos. O coletor é calculado a meia seção e o coeficiente de rugosidade é n=0,013.

I min= K x 10-6 x (EDBO)2/Q 2/3 Sendo: Q= vazão no coletor em litros por segundo; T= temperatura média do esgoto no mês mais quente em °C; EDBO= DBO a 5 dias e 20 °C do esgoto bruto em mg/l multiplicado pelo fator 1,07 T-20 EDBO=DBO 1,07 T-20 EDBO = em mg/l; K= valor obtido na Tabela (36.4); I min = declividade mínima do coletor em m/m.

Tabela 36.4: Valores de K para achar a declividade mínima em coletores de esgotos

Fonte: Mendonça,1985, Revista DAE.



36-6

Exemplo 36.1 Seja o coletor predial com diâmetro nominal 150, a ¾ da seção ou seja y/d=0,75. Suponhamos ainda que a temperatura média do mês mais quente seja de 25° C que a DBO a 5 dias e 20°C seja 250 mg/litro e que o coeficiente de rugosidade de Manning seja n=0,013, como adotado normalmente. A vazão máxima que o coletor pode conduzir com a declividade de 2% (0,02m/m) é de 6,66 litros/segundo.

Para calcular o ângulo central em radiano usamos: θ = 2 arc cos ( 1 – 2 (y/D)) obtendo: θ = 2 arc cos ( 1 – 2 (y/D))= 2 arc cos ( 1 – 2 (0,75))= 2,32 rad O perímetro molhado P=(θ D)/2= (2,32 x 0,15)/2 =0,18m

A corda b= D sen (θ/2)= 0,15 sen( 2,32/2)= 0,13m EDBO=DBO 1,07 T-20 = 250 x 1,07 (25-20) = 259,63 mg/l Substituindo na fórmula Z de Pomeroy temos:

3 (EDBO) p

Z= ------------------- x --------

I 1/2 Q 1/3 b

3 x 259,63 0,18

Z=-------------------------x -------- = 5515

0,02 ½ x 6,66 1/3 0,13

Como o número Z de Pomeroy é igual a 5.515 portanto maior que 5.000 poderá

haver ou não a produção de sulfetos. Caso fosse menor que 5.000 não haveria possibilidade da formação de sulfetos. Caso fosse superior a 25.000 com certeza teríamos a produção de gases.

Caso queiramos aplicar a fórmula da declividade mínima em que não haverá a produção de gases teremos que usar a fórmula número:

I min= K x 10-6 x (EDBO)2/Q 2/3 Sendo que o valor de K=2,106 obtido na Tabela (36.2), com y/d=0,75

I min= K x 10-6 x (EDBO)2/Q 2/3 = 2,106x10-6 x (259,63)2/6,66 2/3=0,073 m/m I min= 0,073 m/m, é a declividade mínima para que não se tenha no coletor a

produção de gases. Na prática se usam para os coletores prediais de esgoto sanitário, tubos de PVC ou

tubos de cerâmica, os quais não apresentam nenhum problema estrutural para os gases. Relembremos também que nas redes coletoras públicas não existem tubos

ventiladores, não ser em casos especiais, tal como em elevatórias. A ventilação das instalações prediais de esgoto, compete ao prédio.



36-7

36.6 Interceptores

Em interceptores que geralmente possuem diâmetros maiores que 500mm e são feitos de concreto, o problema de sulfetos tem ser considerado. Devido a isto é que a norma da ABNT para Interceptores obriga que os mesmos sejam dimensionados com a tensão trativa mínima de 1,5Pa, ao invés de 1,0 Pa usado nos coletores comuns. 36.7 Gases em esgotos

Metcalf e Eddy, 1981 salienta que as casas possuem tubo ventilador para a ventilação das redes de esgotos sanitários. Não se recomenda instalarem-se tampões de ferro fundido perfurados para exalação dos gases devido ao mau cheiro que se produzirá.

Recomenda ainda que em locais onde há poucas ligações de esgoto, que se faça uma ventilação usando área da secção metade da seção da tubulação de esgoto.

Especial ventilação se deve instalar quando as ligações de esgoto possuírem dispositivos que impedem a passagem dos gases.

Nos locais onde temos sifões invertidos devemos instalar dispositivos ou câmaras especiais para a expulsão dos gases dos esgotos. 36.8 Gases em esgotos estação elevatória de esgotos

Tsutiya, 1999 comenta que em Santos uma estação elevatória apresentou 2 mg/L de H2S resultando na produção de odores inaceitáveis conforme Figura (36.2).

Para corrigir o problema foi instalado um dosador de nível constante e aplicado a dosagem de 12,5mg/L de nitrato de amônio ao esgoto afluente.



36-8

Figura 36.3-Geração de odor pela produção de sulfeto em poços de sucção

Fonte: Tsutiya, 1999 36.9 Corrosão devido ao H2S

É conhecida a corrosão de tubos de concreto armado pelo ácido sulfúrico produzido pelo H2S. Metcalf e Eddy, 1981 apresenta a corrosão em tubos de concreto e em tubos de ferro fundido. Assim um tubo de concreto com 1200mm de diâmetro e 10.000m de comprimento terá uma corrosão de 0,48mm/ano.

Se dividirmos a espessura disponível da tubulação de concreto pelo valor 0,48mm/ano de corrosão, teremos a durabilidade da tubulação. Pode ser adotada uma camada de sacrifício na tubulação de concreto utilizando agregado calcário para o aumento da alcalinidade. Uma outra maneira é adotar-se cimento que seja mais resistente ao ácido sulfúrico.



36-9

36.10 Bibliografia e livros consultados -METCALF E EDDY. Wastewater engineering collection and pumping of wastewater. 1981, 432páginas. -TSUTIYA, MILTON TOMOYUKI E SOBRINHO, PEDRO ALEM. Coleta e transporte de esgoto sanitário. EPUSP, 1999, 547páginas.

Curso de rede de esgotos Capítulo 37-Reabilitação de córregos e rios


37-1

Capítulo 37 Reabilitaçao de córregos e rios



37-2

SUMÁRIO

Ordem

Assunto

Capítulo 37 – Reabilitação de córregos e rios

37.1 Introdução 37.2 Conceitos 37.3 Os cinco elementos chave em um rio ou córrego 37.4 Potência dos córregos e rios 37.5 Transporte de sedimentos 37.6 Dimensionamento de canais 37.7 Bibliografia



37-3

Capítulo 37 – Reabilitação de córregos e rios 37.1 Introdução

Há uns 20 anos com a degradação física e biológica cada vez maior de córregos e rios começou-se a se ter idéia da recuperação dos mesmos para retorno físico e biológico.

Iremos considerar os córregos e rios urbanos, que são aqueles que possuem uma área impermeável maior que 10%, pois quando a área é menor que 10% não há impactos no ecossistema aquático. 37.2 Conceitos

Os conceitos fundamentais são: Restauração: consiste em volta as condições exatamente como eram antigamente quando não

havia população e não havia interferência do homem. É praticamente impossível de ser feita.

Reabilitação: consiste em restaurar alguns aspectos do córrego e do rio, mas não todos. Remediação: é quando o rio mudou totalmente de configuração relativa as condições originais e podemos fazer alguma coisa para melhorá-lo

Renaturalização ou naturalização: significa uma maneira natural para o rio de maneira que o mesmo volte ao ecossistema que existia antes.

Figura 37.1- O que pode ser conseguido realisticamente?

A Figura (37.2) mostra os conceitos mencionados.



37-4

Figura 37.2- Esquema de reabilitação

Fonte: Austrália, 2000



37-5

37.3 Os cinco elementos chaves em um rio ou córrego

Na Figura (37.3) estão os cinco elementos básicos da saúde de um rio conforme Austrália, 2000 para reabilitação do rio em área urbana.

1. Zona Ripariana 2. Estrutura física do rio 3. Organismos do ecossistema aquático 4. Qualidade da água 5. Quantidade de água

Figura 37.3- Os 5 elementos da saúde de um córrego ou rio

Fonte: Austrália, 2000 Organismos do ecossistema aquático e Zona ripariana

Os componentes biológicos do ecossistema aquático deverá ser estudado em assuntos como a redução dos habitats naturais no corpo do rio, bem como as mudanças da biodiversidade do rio no que se refere a fauna e a flora.



37-6

Figura 37.4- Diversos tipos de habitat

Estrutura física do rio

O componente morfológico do rio são os alinhamentos e os gradientes, com as construções de casas, industrias e infraestrutura urbana adjacentes ao rio. É estudado a estabilização do rio do ponto de vista de transporte sólidos.



37-7

Figura 37.5 –Diversidade morfológica dos rios



37-8

Figura 37.6- Diversidades morfológicas dos rios.

Qualidade da água No assunto qualidade da água do rio estudamos os nutrientes, os metais pesados, os sais e os

compostos orgânicos que são lançados ao rio diretamente ou através da poluição difusa levado pela drenagem superficial. Estudamos também o aumento de temperatura devido a lançamentos industriais ou água de drenagem bem como a vegetação ripariana e a mata ciliar. Quantidade de água

Deverão ser estudados os componentes hidrológicos do rio, tais como o aumento da área impermeável, o aumento do runoff, o aumento das velocidades, o decréscimo da vazão base e estudo de novas seções nos rios.

Uma recomendação que está em Austrália, 2000 está o seguinte: em caso de dúvida, copie. Quando se quer reabilitar um córrego deve-se procurar um córrego próximo que tenha as condições físicas e biológicas que queremos e então copiamos o modelo.

Na Europa em 2004 foram estudados 23 casos de reabilitação de rios com comprimento variando de 1300m a 9500m ao custo médio de 1500 euros/metro.

Os objetivos são variados estando encaixados dentro dos 5 elementos da saúde do rio citado em Austrália, 2000.



37-9

37.4 Dimensionamento de canais Os canais que podem transportar sedimentos ou depositar sedimentos devem ser calculados com as

equações de resistência normalmente usadas como a fórmula de Manning para dimensionar a altura, largura, declividade do canal, mais as equações de transporte de sedimentos com o devido cuidado e experiência. De qualquer maneira a melhor maneira é calcular por tentativas até a melhor solução.

É melhor usar critérios de tensão trativa do que métodos de velocidade, mesmo assim os mesmos não devem ser desprezados.

A vazão dos rios normalmente é calculada usando o conhecido Q7,10. 37.5 Pesquisas na Europa

Pesquisas apresentas na Europa em jnho de 2004 sobre Urban River Basin Enhancenment Methods sobre Existing Urban River Rehabilitatiions Schemes em 23 rios e córregos apresentaram os seguintes resultados que estão nas Figuras (32.7) a (37.11).

Figura 37.7- Objetivos da reabilitação de rios na Europa

Figura 37.8- Pressão urbana para restauração



37-10

Figura 37.9- Largura dos rios

Figura 37.10- Comprimento dos rios reabilitados na Europa

Figura 37.11- Custo por metro de reabilitação



37-11

37.5 Bibliografia e livros consultados -AUSTRALIA. A rehabilitation manual for Australiam Streams. Volume 1. 2000, ISBN 0642 76028 4 (volume 1 e 2). -EPUSP. Obras Fluviais. PHD 5023. prof dr. Giorgio Brightetti. Sem data. Apostila com 39páginas; Departamento de Hidráulica. http://www.unc.edu/~mwdoyle/pdfs/JHERestorationDesign.pdf -SHIELDS JR, DOUGLAS, COPELAND, RONALD R. et al. Design for Stream restoration. Journal of Hydraulic engeneering, ASCE/ agosto, 2003.

Curso de rede de esgotos Capitulo 38- Rede condominial, pressurizada, vácuo, etc


38-1

Capítulo 38- Rede condominial, pressurizada, vácuo, etc 38.1 Introdução

Vamos mostrar alguns assuntos de redes de esgotos que não são comuns na prática. 38.1 Rede condominial A rede condominial foi desenvolvida no Rio Grande do Norte, embora de maneiras diversas tenha sido empregada em muitos locais. A grande vantagem da rede condominial são os baixos custos, pois as tubulações passam na frente das casas, nos fundos e ao lado. São usados tubos de pequenos diâmetros e deve ser feito um trabalho junto aos moradores para que façam a conservação da mesma.

Figura 38.1- Rede condominial

Fonte: Azevedo Netto, 1992 in Tsutiya, 1999

Tive oportunidade de ver uma favela em Brasília onde foi feita com pleno êxito uma rede condominial, pois os terrenos eram grandes e planos, não havia pequenos córregos e as casas eram construídas no meio do lote.

Cheguei a trazer os especialistas de Brasília no assunto para ver a solução das favelas aqui em Guarulhos, que é a 4ª cidade do Brasil em número de favelas. Não encontraram solução, pois não há espaço para passagem das tubulações.

Apliquei há anos no bairro do Jardim Paraventi em Guarulhos onde há terrenos com grande desnível da rede de esgotos passando pelo fundo dos lotes. A solução foi ótima no momento, mas com o decorrer dos anos, foram feitas construções sobre a rede de esgoto e muitos moradores introduziram águas pluviais dentro das mesmas, causando sérios problemas com os vizinhos.



38-2

38.2 Rede pressurizada

Nunca vi uma rede pressurizada de esgoto sanitário, entretanto o esgotos podem ser pressurizado e enviados a uma caixa de regularização e depois entrar na rede pública através de ligação de esgoto sanitário.

Figura 38.2- Rede pressurizada Fonte: Tsutiya, 1999

Eventualmente durante entupimentos de rede de esgotos, a rede fica pressurizada

podendo o esgoto retornar as casas. Quando existe locais onde muitas casas colocam rede de águas pluviais nos esgotos,

quando chove a rede de esgoto fica pressurizada chegando o mesmo a vazar pelos tampões dos poços de visita. Redes de esgoto sob pressão: Portugal

Bentes, et al fizeram um trabalho sobre Redes de Esgotos sob pressão- modelo de cálculo de equilíbrio hidráulico.

A justificativa é que em determinados locais o custo de uma rede de esgoto clássica fica muito elevado devido a poucas moradias, o sistema de pressão de rede esgotos é uma opção.

Foi elaborado um modelo computacional para o dimensionamento da rede de esgoto pressurizado.

A grande vantagem é que as tubulações da rede principal irão variar somente de 50mm a 150mm, enterrada a pequena profundidade e ligada as habitações por ramais de ligação também de pequenos diâmetros (25mm a 45mm).



38-3

Os motores são de pequena potência variando de 1 a 2HP que pressuriza o esgoto e o transporta através da tubulação principal até o destino final.

Existe dois sistemas de pressurização, um que possui uma câmara de decantação antes do bombeamento com a função de remover sólidos e gorduras evitando o entupimento ou redução do diâmetro da canalização conforme Figura (38.3).

Figura 38.3- Sistema de pressurização com câmara de decantação

A outra alternativa é a da Figura (38.4) em que existe instalada uma bomba trituradora que pressuriza o sistema.

Figura 38.4- Sistema de pressurização



38-4

Figura 38.5- Rede principal e as ligações de esgoto

Figura 38.6- Curva das bombas

A grande desvantagem do sistema de pressurização é o custo de manutenção e operação e a dificuldade por não existir poço de visita e a necessidade de ventosa para entrada e saída de ar na rede principal.

A vazão vai depender do número de pessoas que moram na casa e a velocidade na rede adotada é de 1,00m/s.

Outro grande inconveniente é que o sistema de dimensionamento é complexo quanto mais bombas existirem e os estudos estatísticos para determinar o funcionamento simultâneo das bombas.



38-5

38.3 Rede a vácuo

Não tenho conhecimento no Brasil de nenhuma rede pública de esgoto sanitário feita a vácuo, mas tenho conhecimento de prédios na capital de São Paulo, como o Shopping Frei Caneca, onde as bacias sanitárias são a vácuo e gastam somente 1,5 litros/descargas e o pay-back foi muito rápido.

Conversei com o projetista que informou que na época havia duas firmas no Brasil que produziam os vasos sanitários que custavam cerca de R$ 800,00 cada. Com o passar do tempo passou a existir somente uma firma e o vaso sanitário aumentou para R$ 2.400,00 por bacia, a ponto de desaconselhar o uso do vácuo no Brasil por enquanto.

Figura 38.3- Rede a vácuo Fonte: Tsutiya, 1999

38.4 Sifão Invertido

Quando se tem um obstáculo no trajeto de uma rede de esgoto sanitário, tais como galerias de águas pluviais de grande dimensão, linhas férreas, etc temos que fazer um sifão invertido conforme Figura (38.4) e (38.5).



38-6

Figura 38.4- Sifão normal e sifão invertido Fonte: Fernandez, 1997

Figura 38.5- Sifão invertido Fonte: Tsutiya, 1999



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Os sifões invertidos apresentam algumas particularidades que devem ser salientadas. Primeiramente haverá problema de excesso de gases no poço de visita a montante causados pelo sulfeto de hidrogênio.

Deverá então instalado no PV dispositivo para evacuação dos gases com área variando de 1/10 da seção a ½ da secção do tubo que será utilizado no sifão invertido.

Outra observação é que deverá ser feito no mínimo duas redes em paralelo e que a velocidade máxima deve ser maior ou igual a 0,90m/s, sendo que esta é obtida pela vazão média multiplicada por K2=1,5.

Com a velocidade média Qm a velocidade mínima deve ser maior ou igual a 0,60m/s.

38.5 Redes curvas Os dois poços de visita a montante e a jusante devem ser visitáveis.

As normas brasileiras permitem que se faça uma rede curva. Tivemos oportunidade de fazer redes de PVC 150mm curvas sem nenhum problema.

Metcalf e Eddy, 1081 salienta que quando se utilizar redes curvas deve se levar em conta os equipamentos de limpeza existentes, como jatos de água que não apresentam problemas em redes curvas.

Uma desvantagem das redes curvas é não possibilitar o uso de equipamentos de lazer durante a construção e dificuldade de se examinar com circuito fechado de TV. 38.6 Softwares

Os softwares mais conhecidos sobre redes de esgotos são: • CEsg redes de esgotos; Departamento de Águas e Energia Elétrica (DAEE). • SanCAD- Sistemas de esgoto sanitário e pluvial., Universidade Federal de Minas

Gerais, Departamento de Engenharia Sanitária e Ambiental Sanegraph. • CEsg- Sistema automático de cálculo de redes de esgotos sanitários. Universidade

Federal do Ceará. • SewerCAD; Bentley antiga Haestad Methods.



38-8

38.6 Bibliografia e livros consultados -BENTES, ISABEL et AL. Redes de esgotos sob pressão- Modelo de cálculo de equilíbrio hidráulico. Universidade do Porto, Portugal. 2008.. -FERNANDES, CARLOS. Esgoto sanitários. João Pessoa, 1997, 290 páginas. -TSUTIYA, MILTON TOMOYUKI E SOBRINHO, PEDRO ALEM. Coleta e transporte de esgoto sanitário. EPUSP, 1999, 547 páginas

Curso de rede de esgotos Capitulo 39- As megatendências do mercado de água


39-1

Capítulo 39-As megatendências do mercado de água

Um assunto que gosto muito de saber são as megatendências do mercado de água. São os chamados future trends, tanto na área de esgotos, como na área de água. Estas megatendências nos dão uma idéia da situação do dia de hoje e no futuro.

No que se refere a esgoto sanitário dois países no mundo se destacam que precisam de muitos investimentos: Índia e China.

O mundo gasta atualmente 150 bilhões de dólares/ano em esgotos no ano 2008 e irá gasta em 2016 será de 240 bilhões de dólares, sendo que a alta de custo se dará no objetivo de que o efluente do tratamento de esgoto deverá ser utilizado para reúso.

As águas cinzas são as provenientes do chuveiro, banhos, lavagem de roupas e lavatório do banheiro e são chamadas também de graywater. Em 2006 teve uso de 15 milhões de m2, terá em 2016 cerca de 55 milhões de m3.

O tratamento de esgotos por membrana MBR (Membrane Bioreators) que está implantado no mundo desde 1999, terá uma expansão de 20% ao ano a partir de 2008.

O grande desafio do século XXI são os disruptores endócrinos presentes nos esgotos sanitários e a necessidade de técnicas mais sofisticadas no tratamento. Haverá a tendência de se eliminar os disruptores endócrinos que sempre estão presentes nos efluentes de esgotos sanitários.

Para a desinfecção de água potável o uso do ozônio aumentará de 10% ao ano a partir de 2008 e a radiação ultravioleta de 14% ao ano.

A dessalinização é feita por dois processos, osmose reversa e por destilação através de calor. Preponderará a osmose reversa sendo que em 2006 as plantas de dessalinização eram de 42 milhões de m3/dia e passarão em 2016 a 100 milhões de m3/dia.

Quanto a demanda industrial ela no mundo continua estável a não ser em países como a China onde está havendo um excesso de consumo.

O consumo doméstico continuará estabilizado nos países do primeiro mundo: Europa, Estados Unidos, Canadá, Austrália, mas em países em desenvolvimento o consumo continuará a crescer.

Para se ter idéia do consumo de uma casa, seguimos uma pesquisa feita na Suíça cujo consumo é semelhante ao Brasil:

Bacias sanitárias 29% Banho ou chuveiro 20% Máquina de lavar roupas 19% Máquina de lavar pratos 14%



39-2

Higiene pessoal e limpeza 13% Cozinhar e beber 3% Outros 2% A demanda mundial de água para consumo doméstico é 1º%, enquanto

que agricultura usa 70% e 20% usado nas indústrias. A irrigação é o grande consumidor com 70% do consumo de água e

possui crescimento de 10% ao ano, havendo tendência para uso da micro-irrigação havendo economia de água de 30% a 70%.

A água mineral continuará no mundo com crescimento de consumo de 10% ao ano enquanto que no Brasil o crescimento é de 25%.

O consumo médio no Brasil de água é de 160 litros/dia x habitante, enquanto que nos Estados Unidos é 580 litros/dia x habitante e na China de 90 litros/dia x habitante. Em vários países no mundo o consumo continuará a ser de 50 litros/dia x habitante.

A água virtual continuará a ser discutida. A água virtual é aquela contida no produto que as pessoas consomem. Assim 1 kg de pão necessita de 1.000 litros de água. Um kg de pão possui 3.500 Kcal e um homem precisa de 2.500Kcal/dia. Supondo que o homem só coma pão durante um ano irá consumir 260m3/ano x pessoa de água. Na prática há outros consumos e o homem não come tanto pão assim, mas o volume de água virtual chega em média a 550m3/anox pessoa.

Alguns países como a China transformam áreas agrícolas em áreas industriais e preferem comprar o produto fora como do Brasil ou Argentina.

Um pais, região, estado está com stress de água quando o consumo é menor que 1200m3/hab x ano e no caso da Região Metropolitana de São Paulo a disponibilidade hídrica é somente de 201m3/hab x ano.

Há quatro tendências no mercado mundial de água: 1) Aumento da demanda da água 2) Substituição da infraestrutura velha: redes, casas de bombas, túneis,

etc 3) Novos padrões de qualidade 4) Mudanças climáticas A população do mundo em 2008 é 6,6 bilhões de pessoas e em 2025

será de 8 bilhões e 2050 9,2 bilhões. Haverá um aumento da urbanização nas megacidades como São Paulo, México e outras. Em 2030 a demanda de alimentos será 55% maior do que em 1998, para atender o ritmo de crescimento do mundo a produção de alimentos deve crescer de 1,4% ao ano.



39-3

Para as águas subterrâneas está havendo uma superexplotação dos recursos hídricos subterrâneos em onze países: China, Índia, Paquistão, US, Israel, Egito, Líbia e Argélia.

Na Espanha o lençol freático na região da cidade de Haelsa tem caído muito devido a superexplotação das águas subterrâneas para captação de água para irrigação de frutas

Na Índia o rio Karari que tem 30m de largura chega a ficar seco e o lençol freático já atingiu rebaixamento de 300m a 400m.

Nos Estados Unidos o aqüífero Ogallala que é o terceiro do mundo está cada vez caindo mais devido a água retirada para a agricultura.

Existem no mundo grandes projetos de transposição de água como na Índia, China, Espanha, Brasil e outros.

Curso de Manejo de águas pluviais Capitulo 53- Métodos de avaliação das BMPs

Engenheiro Plinio Tomaz [email protected] 07/02/09

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Capítulo 53- Métodos de avaliação das BMPs “Se um homem começa com certeza, no fim ele terá dúvidas; mas se ele começa com dúvidas ele terminará com certeza”.

Sir Francis Bacon



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Capítulo 53- Métodos de avaliação das BMPs 53.1 Introdução

As BMPs (Best Management Practices) são destinadas a melhoria da qualidade das águas pluviais e podem ser: estruturais e não estruturais.

As BMPs estruturais são: bacia de infiltração, trincheira de infiltração, filtro de areia, reservatório de detenção estendido, wetlands, canal gramado, faixa de filtro gramada, biofiltro (rain garden), etc.

As BMPs não estruturais têm como objetivo a prática de prevenção da poluição de maneira a minimizar a entrada de poluentes nas águas pluviais e ou reduzir o volume do escoamento do runoff. As BMPs não estruturais não são instalações permanentes e dependem do comportamento das pessoas e do governo das leis ambientais. Elas incluem o planejamento, os planos diretores de manejo de águas pluviais, as práticas de manutenção de tais sistemas, as campanhas educativas para evitar sedimentação e erosão, os programas educacionais e programa para evitar lançamento de esgotos nas galerias de águas pluviais. Esclarecemos que os benefícios das BMPs não estruturais são de difícil avaliação, embora algumas delas não tenham nenhum custo.

As BMPs possuem como objetivo principal a diminuição do TSS (sólidos totais em suspensão) e objetivos secundários a remoção parcial de fósforo, nitrogênio e metais pesados, por exemplo para minimizar os impactos ambientais nos corpos d’água.

Eficácia (effectiveness) é a medida em que uma BMP atinge os seus objetivos para melhoria da qualidade das águas pluviais.

Eficiência é a medida de como a BMP remove os poluentes e pode ser expressa em porcentagem.

No Brasil não existe padronização do tempo vida de uma BMP e desta maneira adotaremos como padrão 20anos.

Em relação a avaliação de uma BMP estrutural são necessários três objetivos básicos:

- Custo completo da BMP em toda a sua vida - Eficiência da BMP - Benefícios esperados Os métodos que veremos abaixo são a escolha de um ou a combinação de dois

ou três objetivos.



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53.2 Análise de Incertezas Os parâmetros que usamos possuem incertezas e há basicamente dois métodos

básicos para a resolução destes problemas: a) Métodos determinísticos b) Métodos Probabilísticos Os métodos determinísticos são aqueles que usam um simples dado ou vários

dados e verifica o resultado. Desta maneira fica fácil de comparar os resultados. Os métodos probabilísticos pelo contrario não existe um dado simples de

entrada em sim uma faixa complexa de alternativas e cujos resultados serão também mais difíceis de serem analisados. Muitas vezes os resultados podem sair de uma forma de distribuição probabilística o que torna o método probabilístico bem mais difícil de ser usado do que um método determinístico.

Basicamente os métodos determinísticos e probabilísticos estão na Tabela (53.1). Tabela 53.1- Métodos Determinísticos e Métodos Probabilísticos

Ordem Métodos Determinísticos Métodos Probabilísticos 1 Estimativa conservativa de benefícios e custos Entrada de dados usando distribuição de

probabilidades 2 Análise do ponto de equilíbrio

(Breakeven analysis) Critério da variância da média e coeficiente de variação

3 Análise de sensibilidade Análise de decisão 4 Riscos ajustados a taxas de descontos Simulação 5 Técnica de certeza equivalente Técnica analítica matemática

O método mais usado é determinístico e dentre eles os mais usados são dois:

• Análise de sensibilidade • Análise do ponto de equilíbrio

Análise de sensibilidade É preciso verificar se uma pequena variação de um parâmetro não ocasiona uma significante mudança. A primeira atitude que temos a fazer é identificar os dados críticos de entrada, que geralmente são dados de custos, manutenção, preço de energia elétrica, preço de produto químicos, etc. Com os novos dados entrados temos que verificar os resultados e comparar e observar, por exemplo, quando a variação for maior que 10%. Não devemos esquecer é que devemos estudar todos os possíveis cenários em uma análise econômica e para cada cenário teremos provavelmente incertezas diferentes. A vantagem do método determinístico de análise de sensibilidade é que é fácil de ser usado e a desvantagem é que sempre a decisão será do projetista. Análise do ponto de equilíbrio (breakeven analysis) Para o caso de vendas o ponto de equilíbrio é aquele que o volume exato de vendas de uma empresa em que a empresa não ganha e nem perde. Acima do ponto a empresa ganhará e abaixo perderá. Nos problemas de BMPs ou aproveitamento de água de chuva, por exemplo, poderemos estabelecer limite mínimo e máximo para o volume do reservatório bem como da água de chuva captada.



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A vantagem do método da análise do ponto de equilíbrio é que pode ser feito de maneira fácil e rápida e conseguiremos benchmarks para comparação da performance das incertezas das variáveis. Conhecendo o ponto em que o projeto não é mais econômico fica mais fácil para o projetista definir o risco do projeto. 53.3 Payback Simples

Um método muito simples de análise econômica do capital investido em uma obra é o payback e deve ser considerado somente em um pré-estudo para aceitar ou rejeitar determinado projeto, mas não é recomendado como critério de seleção de varias alternativas mutualmente exclusivas ou projetos independentes.

O objetivo do payback é medir o tempo em que o investimento inicial será reposto conforme Fuller e Petersen, 1995. A vantagem do payback é a facilidade de cálculo.

Exemplo 53.1 Dado um reservatório de concreto com 1000m3 calcular o payback Volume de água que aproveitaremos em um ano: 18.552m3/ano Custo de construção: US$ 150/m3 Reservatório: 1000m3 x 150/m3 x R$ 2,3/m3=R$ 345.000,00 Tarifas pública:

Água R$ 8,75/m3 Esgoto R$ 8,75/ m3 Total= R$ 17,5/ m3

Volume aproveitado anualmente de água de chuva: 18.552 m3/ano 18.552 m3/ano x R$ 17,5/ m3=R$ 324.660/ano

Payback Custo do reservatório / custo da água economizada por ano

R$ 345.000,00 / R$ 324.660/ano= 1,063anos=13meses OK 53.4 Recuperação do capital

Considerando o período de 20 anos para recuperar o capital do investimento feito a taxa de juros mensais “i” conforme Mays e Tung, 1992.

Capital x i x (1 + i ) n

Amortização = ---------------------------------- (1+i )n - 1

Sendo: n=20anos=240meses juros mensal = i = 0,0072 (ao mês ou seja 8,64% ao ano, por exemplo) Capital em US$



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Exemplo 53.2- Como calcular a amortização mensal.

Sendo o custo do reservatório de US$ 75.000 e considerando juros mensais de 0,72% (0,0072) e período de 20 anos (20anos x 12meses = 240 meses), o fator anual de recuperação do capital será (Mays e Tung, 1992 p.25).

Capital x i x (1 + i ) n

Amortização = ---------------------------------- (1+i )n - 1 sendo: n=20anos=240meses juros mensal = i = 0,0072 (ao mês ou seja 8,64% ao ano) Capital = US$ 75.000 75.000 x 0,0072 x (1 + 0,0072 ) 240

Amortização = -------------------------------------------------------- = US$ 658 /mês (1+0,0072 )240 - 1

53.5 Valor presente do custo de manutenção e operação

Minnesota, 2005 considerando o período de 20 anos para calcular o valor presente das despesas de manutenção e operação com taxa de inflação anual “r” e taxa de juros anuais “i”.

Consideramos a equação de Collier e Ledbetter, 1988 in Minnestota, 2005 temos:

COM x {[(1 + r )/ (1+ i)] n - 1} P=valor presente em 20 anos de op +man = ----------------------------------

(r - i) Sendo: P=custo equivalente a manutenção e operação de 20anos n=20anos i =juro anual COM= custo anual de manutenção e operação (US$) r= taxa de inflação anual

A equação acima pode ser reescrita assim: {[(1 + r )/ (1+ i)] n - 1}

E= ---------------------------------- (r - i)

P= COM x E

Dica: podemos usar o prazo de vida útil das BMPs de 20anos. Exemplo 53.3 Seja uma bacia de detenção estendida com volume WQv= 10.000m3 e considerando o custo unitário US$ 35/m3 teremos o custo de construção de:

C= 10.000m3 x US$ 35/m3= US$ 350.000 Consideramos que a manutenção anual seja 5% (0,05) do capital e que em 20

anos a inflação é de 6% (0,06) ao ano e a taxa de juros é de 8% (0,08) ao ano. Então a manutenção e operação anual será:

0,05 x US$ 350.000= US$ 17.500/ano



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Ao longo de 20 anos teremos: {[(1 + r )/ (1+ i)] n - 1}

E= ---------------------------------- (r - i)

r=0,06 i= 0,08 n=20anos

{[(1 +0,06 )/ (1+ 0,08)] 20 - 1} E= ----------------------------------

(0,06 -0,08)

E=15,6 P= COM x E

P= US$ 17.500/ano x 15,6= US$ 272.925 Somando o capital da construção+ valor presente da manutenção e operação

teremos: Custo da construção= US$ 350.000 Valor presente da manutenção e operação em 20anos=US$ 272.925

US$ 350.000 + US$ 272.925= US$ 622.925 US$ 622.925/10.000m3= US$ 62,3/m3

53.6 Manutenção e Operação

Apresentamos a Tabela (53.2) que fornece o custo da manutenção e operação anual em porcentagem do valor da obra.

Tabela 53.2- Custo de manutenção anual das BMPs Custo manutenção anual

(%)

Tipo de BMP

ASCE, 1998

Minnesota, 2005 Bacia de retenção e Wetland 3 a 6% --- Bacia de detenção

<1%

1,8% a 14,1%

Trincheira de infiltração 5 a 20 5,1% a 126% Bacia de infiltração (Livingston, 1997) 1 a 3% Bacia de infiltração (Schueler, 1987) 5 a 10% 2,8% a 4,9% Filtro de areia 11 a 13% 0,9% a 9,5% Bio-retenção 5 a 7% 0,7% a 10,9% Vala gramada 5 a 7% Faixa de filtro gramada (filter strip) US$ 800/ha --- Bacia de retenção ------ 1,9% a 10,2%



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53.7 Custos de construção das BMPs

Os custos de construção das BMPs estão na Tabela (53.3) e (53.4) e não incluem o custo do pré-tratamento e custo das terras.

Tabela 53.3- Custo típico de construção das BMPs

Tipo de BMP

Custo Típico US$ /m3

Reservatório de detenção seca, estendido ou retenção 18 a 35 Bacia de infiltração 46 Bioretenção 187 Faixa de filtro gramada (filter strip) 0 a 46 Filtro de areia 106 a 212 Trincheira de infiltração 141 Vala gramada 18 Wetland (alagadiço) 21 a 44

Fonte: ASCE, 1998 com data base de 1997



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Tabela 53.4- Custos típicos de obras estruturais das BMPs

Tabela 53.4B- Custos básicos C de BMPs em dólares americanos (sem incluir o custo da terra) com base em dezembro de 2002 em função do volume V em m3 ou

da área A em ha. Tipo de BMP Custo básico em US$ Referência Reservatório de detenção seca, estendido

C= 186 V0,76 Brown e Schueler, 1997

Reservatório de retenção C=308 x V0,71 Brown e Schueler, 1997 Wetland construída C=385 xV0,71 Brown e Schueler, 1997

C=1635 x V0,63 Young et al, 1996 Trincheira de infiltração, filtros drenos, Soakaways (infiltração em trincheira com água do telhado)

C=177 x V

Brown e Schueler, 1997

Bacia de infiltração C=109 x V0,69 Young et al, 1996 Filtro de areia e filtro orgânico

C=31 A a C=62 A A=área em ha

Young et al, 1996

Vala gramada 2,8/m2 a 5,6/ m2 WERF, 2003 Faixa de filtro gramada 3,3/ m2 a 7,8/ m2 WERF, 2003 Pavimento poroso 21/ m2 a 33/ m2 US EPA, 2003

33/ m2 a 44/ m2 Coffman, 1999 Bioretenção ( rain garden, por exemplo)

C=249 x V0,99 US EPA, 2003 e Brown e Schueler, 1997

Nota: adaptado de “BMP Costs” de Selvakumar, Ari.



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53.8 Remoção média de poluentes nas BMPs

A remoção é calculada pela queda da concentração do afluente e a concentração do efluente das águas pluviais.

Conforme Minnesota, 2005 a média da remoção de TSS e de fósforo P com o intervalo de confiança de 67% está na Tabela (53.5).

Tabela 53.5- Média de remoção de TSS e P com intervalo de confiança de 67%.

BMP

% TSS

(remoção)

TSS (intervalo de

Confiança 67%)

%P

(remoção)

P (intervalo de

Confiança 67%)

Bacia de detenção estendida

53 ±28 25 ±15

Bacia de retenção 65 ±32 52 ±23 Wetland 68 ±25 42 ±26 Biofiltro 90* ±10* 72 11 Filtro de areia 82 ±14 46 ±21 Trincheira de infiltração

75* ±10 55* ±35

Faixa de filtro gramada 75 ±20 41 ±33 (*) Estimativa

Na Tabela (53.5) podemos ver, por exemplo, que uma bacia de detenção estendida tem média de remoção de sólidos totais em suspensão (TSS) de 53% com variação para mais e para menos de 28%, podendo chegar a 25% 81% com 67% de probabilidade.

O mesmo acontece com o fósforo que tem média de remoção de 25% com variação de 10% a 40% com 67% de probabilidade.

A Tabela (53.6) mostra a taxa de redução em diversas BMPs.

Tabela 53.6 - Taxa de redução de diversas BMPs segundo New Jersey, 2004. Best Management Practices

(BMP)

Redução de TSS (sólidos totais em suspensão)

Bacia de Bio-retenção 90% Wetland artificial 90% Bacia de detenção estendida 40% a 60% Bacia de Infiltração 80% Sistemas de tratamento manufaturados

Consultar o fabricante

Pavimento poroso Até 80% Filtro de areia 80% Canal gramado 60% a 80% Bacia alagada 50% a 90%

Fonte: NJ, 2004



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53.9 Projeto do ciclo da vida de uma BMP

O ciclo de vida de uma BMP, conforme Powell, 2005 possui as seguintes fases: a) Fase da planificação b) Fase da elaboração do projeto c) Fase da construção da BMP d) Fase da operação e manutenção e) Fase da recapitalização f) Fase da desativação. Para a fase da recapitalização é assumida no fim da vida da BMP e neste ponto podemos fazer reformas e portanto novos investimentos ou desativamos e o terreno onde a mesma está terá outro destino. 53.10 Métodos de avaliação das BMPs

Conforme Powell, 2005 os métodos de avaliação das BMPs são basicamente quatro: 1. Método da estimativa inicial do custo da BMP 2. Método da análise do custo da vida útil da BMP que é chamado de Life-

cycle cost analysis (LCCA). 3. Método da análise de custo e eficácia que é chamado de Cost-Effectiveness

analysis. 4. Método da análise da relação beneficio/custo.



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53.11 Método estimativa inicial do custo da BMP

A estimativa inicial do custo de uma BMP geralmente é feita usando dados de custos de BMP semelhante para uma vida útil de 20anos, usando o custo do valor presente, mas esquecendo os custos de manutenção, operação e outros. Devido a isto geralmente os erros de estimativas de custos de uma estimativa inicial de uma BMP é da ordem de 50%. De modo geral nãos e leva em conta o custo do terreno onde a mesma será construída. Exemplo 53.4 Estimar o custo de uma bacia de detenção estendida com 10.000m3 de volume.

O preço por metro cúbico estimado é de US$ 30,00/m3 e sendo 10.000m3 teremos o custo total estimado de US$ 300.000,00.

A remoção de TSS estimada é de 53% e a de fósforo total é 25%. Notar que não mencionamos o valor da terra, o tempo de vida da obra, o custo do dinheiro, a inflação, a manutenção e operação e devido o método apresenta erros que podem atingir 50%. 53.12 Método da análise do custo da vida útil da BMP que é chamado de Life-cycle cost analysis (LCCA). Conforme Taylor, 2005 o LCCA é o método de avaliação de todos os custos relevantes durante 20 anos para uma determinada BMP e conforme Taylor, 2002 o método também pode ser aplicado para BMP não estrutural.

Nos custos estão inclusos os custos atuais, custos financeiros, manutenção, operação, etc. Os custos devem ser avaliados considerando várias alternativas viáveis, devendo a avaliação considerar sempre o período único de 20anos, por exemplo. As 10 recomendações básicas do LCCA conforme Fuller e Petersen, 1996 são:

1. O primeiro passo no LCCA é identificar o que vai ser analisado. É importante entender como a análise será usada e qual será o tipo de decisão que será feita no uso do método.

2. Identificar duas ou mais alternativas viáveis que sejam mutualmente exclusivas. Em estatística dois eventos são mutualmente exclusivos quando ocorre um dos eventos, o outro não pode ocorrer. Identifique algum problema que pode advir de uma alternativa escolhida e este problema pode ser físico, funcional, segurança ou legislação municipal, estadual ou federal.

3. Todas as alternativas devem ter o mínimo da performance admitida. As alternativas a serem escolhidas devem ser tecnicamente viável.

4. Todas as alternativas devem ser avaliadas usadas o mesmo tempo, a mesma data base, as mesmas taxas de financiamento, etc. O prazo máximo a ser admitido é de 25anos e para BMPs usaremos prazo máximo de 20anos.

5. Fazer a análise de cada alternativa em dólares e quando um custo for insignificante podemos esquecê-lo ou quando julgarmos conveniente levá-lo em conta de alguma maneira. Não se devem usar custos anteriores para a decisão.

6. Compare cada uma das alternativas 7. Use a inflação para apurar o valor presente 8. Use análise de incerteza para verificar os dados de entrada



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9. Faça algumas medidas suplementares caso necessário 10. Encontre a decisão Outra observação da análise do custo de vida de uma BMP é que elas não são

somente aplicadas para obras, mas também para produtos ou serviços e isto mostra a utilidade do LCCA.Também é usado nos Estados Unidos em projetos de reduzir o consumo de energia e água.

Dica: sem dúvida o Método LCCA é o mais usado e aconselhado para BMP estrutural e não estrutural. Juro é a remuneração que o tomador de um empréstimo deve pagar ao proprietário do capital empregado. Quando o juro é aplicado sobre o montante do capital é juro simples. Inflação: aumento persistente dos preços em geral, de que resulta uma continua perda do valor aquisitivo da moeda.



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Figura 53.1- Sumário dos fatores de desconto conforme Fuller et al, 1996



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Figura 53.2- Sumário dos fatores de desconto conforme Mays e Tung, 1992

Valor presente simples (SPV). Vamos supor que no fim de 5 anos aplicamos US$ 100 a taxa de juros de 5%. O

valor presente não será US$ 100,00 e sim US$ 78,35 a ser calculado da seguinte maneira.

SPV= Ft/ ( 1 + d)t Sendo: SPV = valor presente em US$ Ft= valor pago no tempo “t” em US$ d= taxa de juros anuais em fração. t= tempo em anos Exemplo 53.5 Calcular o valor presente da aplicação de Ft=US$ 100,00 daqui a t=5 anos sendo a taxa de juros de 5% (d=0,05).

PV= Ft/ ( 1 + d)t PV= 100x[ 1/ ( 1 + 0,05)5]

Fator=0,7835 PV= 100x 0,7835= US$ 78,35



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Isto significa que o investidor do dinheiro poderá receber US$ 78,35 a vista ou US$ 100,00 daqui a 5 anos. Valor presente Uniforme (UPV)

O valor presente uniforme é usado como se fosse uma série de valores iguais que são pagos durante um certo número de anos e o valor presente uniforme será:

UPV= Ao . [ (1+d)n -1 ] / [ d .(1+d)n] Sendo: UPV= valor presente uniforme em dólares Ao= aplicação anual constante em dólares d= taxa de juros anual em fração n= número de anos Exemplo 53.6 Calcular o valor presente uniforme da aplicação de US$ 100,00 por ano durante 20 anos a taxa de juros 3% ao ano.

UPV= Ao . [ (1+d)n -1 ] / [ d .(1+d)n] UPV= 100 . [ (1+0,03)20 -1 ] / [ 0,03 .(1+0,03)20]

UPV= 100x. 14,88= US$ 1488,00 Valor presente Uniforme Modificado (UPV*)

Quando a aplicação anual A1, A2, A3, etc vai aumentando por um fator constante, por exemplo, e=2%

UPV*= Ao . [ (1+e)/ (d-e) ] x { 1- [(1+e)/(1+d)] n} Sendo: UPV*= valor presente uniforme modificado em dólares Ao= aplicação anual constante em dólares d= taxa de juros anual em fração n= número de anos e= fator constante de aumento do valor A1, A2, A3,... Exemplo 53.7 Calcular o valor presente uniforme da aplicação de US$ 100,00 por ano durante 15 anos a taxa de juros 3% ao ano e fator constante de aumento e=2%. Valor presente Uniforme Modificado (UPV*)

UPV*= Ao . [ (1+e)/ (d-e) ] x { 1- [(1+e)/(1+d)] n} UPV*= Ao . [ (1+0,02)/ (0,03-0,02) ] x { 1- [(1+0,02)/(1+0,03)] 15}

UPV*= Ao x 13,89 UPV*= 100 x 13,89=US$ 1389,00

Exemplo 53.8 Calcular o valor presente Uniforme Modificado (UPV*) da manutenção anual de US$ 100,00 que sofre um acréscimo de 2% ao ano durante 5 anos a juros de 3% ao ano.

UPV*= Ao . [ (1+e)/ (d-e) ] x { 1- [(1+e)/(1+d)] n} UPV*= Ao . [ (1+0,02)/ (0,03-0,02) ] x { 1- [(1+0,02)/(1+0,03)] 5}

UPV*= 100x 4,8562=US$485,62



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Inflação A taxa de juros d pode ser considerada usando a taxa de inflação I e a taxa

nominal de desconto D conforme a equação de D. Rather in Fuller, et al, 1996.. d= [(1+D)/ (1 + I)] -1

Sendo: d= taxa real de desconto em fração D= taxa nominal de desconto em fração I= taxa de inflação em fração Exemplo 53.9 Calcular a taxa real de desconto fornecida a inflação I=4,0% e a taxa nominal de desconto D=7,0%.

d= [(1+D)/ (1 + I)] -1 d= [(1+0,07)/ (1 + 0,04)] -1 =0,02885

Preço futuro

O preço futuro Ct com referência ao preço base Co é fornecido pela equação: Ct= Co ( 1 + E) t

Sendo: Ct= custo futuro em dólares Co= custo atual em dólares E= taxa nominal de juros em fração t= período de tempo que geralmente é em anos Exemplo 53.10 Calcular o custo futuro daqui a 10anos para o custo de US$ 1000,00 sendo a taxa nominal de juros de 3%.

Ct= Co ( 1 + E) t Ct= 1000x ( 1 + 0,03) 10 =US$ 1.344,00

Método LCCA

Existe uma fórmula geral do método LCCA que é: LCCA= Σ Ct / ( 1 +d)t

Sendo:

Curso de Manejo de águas pluviais Capitulo 63- Cargas em tubos de PVC

Engenheiro Plínio Tomaz 21 de dezembro de 2009 [email protected]

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Capítulo 63 Cargas em tubos de PVC



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Capítulo 63- Cargas em tubos de PVC

1. Tubulações a serem instaladas

Os tubos de PVC previstos são da Amanco tipo Novalock que são usados para galerias de águas pluviais conforme a norma ASTM F 230-7 e INTE 16-03-01-99. O comprimento dos tubos é de 6,00m e são fabricados desde o diâmetro de 525mm (21”) até 1500mm (60”).

O tubo de PVC Nocalock possui Rigidez de 0,7 kg/cm2, ou seja, 10 psi. Tubos Ribloc

2. Deformação diametral Os tubos de PVC se comportam como tubos flexíveis e são calculados baseados na Teoria de

Spangler.



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A equação fundamental para determinar a deformação diametral é usando a fórmula de Spangler modificada por Watkins que passou a se chamar de fórmula de Iowa‐modificada.

∆ Y/D = [ DL . K . P + K . W´) x 100] / ( 0,149 . PS + 0,061 . E´) Sendo: D= diâmetro do tubo (m) ∆ Y= variação do diâmetro (m) ∆ Y/D= variação do diâmetro (%) DL= fator de retardo de deflexão, geralmente assumido DL=1,0. K=constante que depende do berço de assentamento, geralmente é de 60⁰ K=0,1. P= pressão do solo sobre o tubo (kg/cm2) P= w . H / 10000 w= peso do solo (kg/m3) H= altura de terra sobre a geratriz superior do tubo (m) W´= carga viva (kg/cm2) E= modulo de elasticidade do tubo (kg/cm2) para PVC 1120. No caso E= 28.150kg/cm2 (400.000psi). E´=módulo de reação do solo (kg/cm2). PS= rigidez da tubulação (kg/cm2). O tubo adotado tem PS=10psi=0,7kg/cm2

Temos dois tipos de cargas, a carga morta (ou carga permanente) que é o peso do solo sobre o tubo e as cargas vivas (ou moveis) devido aos veiculos, sendo adotado veiculo de 20t com quatro rodas de 5 tonelada por roda. Foi considerado ainda o impacto causado pela velocidade do veículo.



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Para as cargas móveis é usada a expressão de Boussinesq sendo que a tensão vertical máxima é:

w= 3. Q/ (2 .π . H2)

Sendo: w= tensão vertical atuante sobre o tubo devido a cargas móveis Q= carga pontal atuante sobre a superfície H=altura de recobrimento da tubulação Para um veículo comercial pesado de rodagem dupla podemos adotar carga de roda de 50KN

(5 ton/roda) no semi-eixo traseiro. Devemos considerar ainda um coeficiente de majoração, pois pode haver cargas acima do legal. Consideramos ainda o efeito dinâmico do tráfego, sendo recomendado o coeficiente de impacto de 1,5 para rodovias.

A deformação máxima admitida é 7,5% que 30% dividido por 4. w´=w x 1,2 x 1,5=1,8 . W Os cálculos estão na Tabela (2).



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Tabela 2- Cálculo das deformações baseado na altura sobre a geratriz superior da tubulação e das cargas vivas

DL

K

P (kg/m3)

H (m)

P (kg/cm2)

E (kg/cm2)

E´ (kg/cm2)

PS (kg/cm2)

W` (kg/cm2)

∆ Y/D (%)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

1 0,1 2100 0,30 0,0630 28150 28 0,7 4,8 Não aceito

1 0,1 2100 0,35 0,0735 28150 28 0,7 3,5 Não aceito 1 0,1 2100 0,40 0,0840 28150 28 0,7 2,7 Não aceito 1 0,1 2100 0,45 0,0945 28150 28 0,7 2,1 Não aceito 1 0,1 2100 0,50 0,1050 28150 28 0,7 1,7 Não aceito 1 0,1 2100 0,55 0,1155 28150 28 0,7 1,4 Não aceito 1 0,1 2100 0,60 0,1260 28150 28 0,7 1,2 7,28

1 0,1 2100 0,65 0,1365 28150 28 0,7 1,0 6,37

1 0,1 2100 0,70 0,1470 28150 28 0,7 0,9 5,65

1 0,1 2100 0,75 0,1575 28150 28 0,7 0,8 5,08

1 0,1 2100 0,80 0,1680 28150 28 0,7 0,7 4,63

1 0,1 2100 0,85 0,1785 28150 28 0,7 0,6 4,27

1 0,1 2100 0,90 0,1890 28150 28 0,7 0,5 3,97

1 0,1 2100 0,95 0,1995 28150 28 0,7 0,5 3,73

1 0,1 2100 1,00 0,2100 28150 28 0,7 0,4 3,53

1 0,1 2100 1,05 0,2205 28150 28 0,7 0,4 3,37

1 0,1 2100 1,10 0,2310 28150 28 0,7 0,4 3,23

1 0,1 2100 1,15 0,2415 28150 28 0,7 0,3 3,13

1 0,1 2100 1,20 0,2520 28150 28 0,7 0,3 3,04

1 0,1 2100 1,25 0,2625 28150 28 0,7 0,3 2,97

1 0,1 2100 1,30 0,2730 28150 28 0,7 0,3 2,91

1 0,1 2100 1,35 0,2835 28150 28 0,7 0,2 2,87

1 0,1 2100 1,40 0,2940 28150 28 0,7 0,2 2,83

1 0,1 2100 1,45 0,3045 28150 28 0,7 0,2 2,81

1 0,1 2100 1,50 0,3150 28150 28 0,7 0,2 2,79

Vamos descrever cada coluna da Tabela (1): Coluna 1‐ DL DL= fator de retardo de deflexão, geralmente assumido DL=1,0. Coluna 2‐ K K=constante que depende do berço de assentamento, geralmente é de 60⁰ K=0,1. Coluna 3‐ w Peso do solo adotado de 2100kg/m3 para argila. Para areia seria 1900kg/m3. Coluna 4‐ H



63-6

H= altura de terra sobre a geratriz superior do tubo (m) Coluna 5‐ P P= pressão do solo sobre o tubo (kg/cm2) P= w . H / 10000 w= peso do solo (kg/m3) H= altura de terra sobre a geratriz superior do tubo (m) Coluna 6‐ E E= modulo de elasticidade do tubo (kg/cm2) para PVC 1120. No caso E= 28.150kg/cm2 (400.000psi). Coluna 7‐ E´ E´=módulo de reação do solo (kg/cm2). Coluna 8‐ PS PS= rigidez da tubulação (kg/cm2). O tubo adotado tem PS=10psi=0,7kg/cm2 Coluna 9‐ W´ W´= carga viva (kg/cm2)

w´=w x 1,2 x 1,5=1,8 . W Coluna 10- ∆ Y/D ∆ Y/D= variação do diâmetro (%) Não pode ser maior que 7,5% adotado normalmente, mas a Amanco adota o máximo de 5%. Conclusão: a altura mínima que poderemos ter sobre a geratriz superior da tubulação e PVC é de 0,60m considerando o máximo de 7,5% de deformação diametral, mas se considerarmos as recomendações da Amanco que é no máximo 5% de deformação diametral teremos altura mínima de 0,80m.

Adotando, portanto, a recomendação da Amanco a altura mínima que precisamos ter é de 0,80m.

Caso não tenhamos o mínimo necessário e caso não seja possível mudar de material da tubulação, temos que aliviar a carga sobre a tubulação colocando-se vigas continuas de concreto armado que poderão ser pré-fabricadas com largura de 0,50m, altura de 0,15m, sendo assentadas com 0,50m de cada lado da vala.

A ferragem necessária deverá suportar as cargas permanentes bem como as cargas vivas.

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