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IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
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Universidade Federal do Rio Grande do Sul
Instituto de Pesquisas Hidráulicas
Departamento de Obras Hidráulicas
IPH 02058 Tratamento de Água e Esgotos
Engenharia Hídrica
Agradecimento: O prof. Gino agradece ao prof. Antônio D. Benetti pela
cessão do arquivo fonte deste capítulo, gerado por ele para a disciplina IPH
02050 da Engenharia Civil. O mesmo recebeu ajustes de formatação e
conteúdo ao padrão da disciplina IPH 02058 (Tratamento de Água e Esgoto),
oferecida à Engenharia Hídrica no primeiro semestre de 2016.
Abril de 2018
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9. LAGOAS DE ESTABILIZAÇÃO
As lagoas de estabilização são uma técnica adequada para países em desenvolvimento, pois
demandam por áreas consideráveis (que tem custo mais acessível em países mais pobres),
praticamente não demandam energia elétrica e não requerem equipamentos eletromecânicos
sofisticados. Cabe referir que o efluente final tratado é rico em fósforo e nitrogênio, e que em
períodos de verão carregam grandes concentrações de algas. Na saída das lagoas podem ser
adotadas instalações para remoção parcial das algas no efluente final. A figura 9.1 apresenta
um sistema de lagoas.
Figura 9.1: ETE Serraria em primeiro plano, e ao fundo a ETE Ipanema, do DMAE.
Existem vários tipos de lagoas utilizadas para o tratamento de esgotos. Lagoas anaeróbias e
facultativas são utilizadas para remoção da matéria orgânica carbonácea, enquanto que lagoas
de maturação possuem a finalidade de reduzir o número de organismos patogênicos. Lagoas
anaeróbia, facultativa e de maturação utilizam processos naturais para redução da carga
orgânica e patogênicos. Outro tipo de lagoa, denominada aerada, usa equipamento de aeração
para fornecer oxigênio ao meio e manter os sólidos em suspensão. Este capítulo restringe-se
às lagoas que utilizam processos naturais de remoção dos poluentes.
As lagoas são antecedidas sempre por tratamento preliminar: gradeamento, desarenador e
medidor de vazão.
Seguindo-se ao tratamento preliminar, as lagoas são projetadas como:
- Lagoa facultativa;
- Lagoa anaeróbia seguida de lagoa facultativa;
- Lagoa anaeróbia seguida de lagoas facultativa e de maturação;
- Lagoa facultativa seguida de lagoa de maturação.
O link abaixo acessa a Norma Técnica 230 da SABESP, sobre lagoas de estabilização:
http://www2.sabesp.com.br/normas/nts/nts230.pdf
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As Figuras 9.2 e 9.3 mostram algumas configurações de sistemas de lagoas. A configuração a
ser escolhida dependerá das necessidades de tratamento requeridas e da área disponível. A
seguir serão apresentados detalhes de cada uma das lagoas individualmente.
Figura 9.2: Configurações de sistemas de lagoas.
Figura 9.3: Vista transversal de sistema de lagoas (Fonte: Tilley et al., 2008).
Tratamento
preliminar
Lagoa facultativa
Tratamento
preliminar Lagoa facultativa
Lagoa anaeróbia
Corpo
receptor
Tratamento
preliminar
Lagoa facultativa Lagoa de maturação Corpo
receptor
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9.1. LAGOAS FACULTATIVAS
9.1.1. Descrição do processo
Em uma lagoa facultativa, ocorrem três zonas, classificadas em função da presença ou
ausência de oxigênio: aeróbia, anaeróbia e facultativa. A Figura 9.4 ilustra um esquema de
uma lagoa facultativa com as suas três zonas.
Zona Anaeróbia: forma-se ao fundo da lagoa devido à deposição de sólidos em suspensão,
uma parcela dos quais é composta por material orgânico. O oxigênio é rapidamente
consumido e não há reposição suficiente. A decomposição da matéria orgânica dá-se por
processo anaeróbio, com a produção de gases como metano, gás carbônico e sulfídrico. Este
tem o potencial de causar mau cheiro, mas é oxidado na zona aeróbia da lagoa. Um resíduo
inerte, não biodegradável acumula-se no fundo da lagoa.
Zona aeróbia: a matéria orgânica solúvel e coloidal permanece dispersa no esgoto. Uma
camada próxima à superfície da lagoa apresenta oxigênio dissolvido que é utilizado para
oxidação da matéria orgânica. O oxigênio é produzido por algas, que, através da fotossíntese
utilizam CO2 para produção de matéria orgânica. Respiração e fotossíntese são reações de
oxidação-redução realizadas por bactérias e algas, respectivamente.
222 OorgânicaMatériaEnergiaOHCO +→++ (Fotossíntese)
EnergiaOHCOOorgânicaMatéria ++→+ 222 (Respiração)
Figura 9.4: Zonas em Lagoa Facultativa (Fonte: von Sperling, 2002).
A energia utilizada para fotossíntese é suprida pela radiação do sol. Por isto, durante a noite,
não ocorre fotossíntese; as algas respiram consumindo oxigênio dissolvido no líquido.
Durante o dia, como há consumo de CO2, o pH se eleva podendo atingir até 10. Durante a
noite, com a produção de CO2, o pH se reduz. A elevação de pH durante o dia causa a
conversão da amônia ionizada em amônia livre, que é um gás e pode escapar para a
atmosfera. Valores elevados de pH contribuem também para a precipitação de fósforo.
DBO solúvel
DBO suspensa
Lodo
Zona aeróbia
Zona Facultativa
Zona Anaeróbia
Afluente Efluente
CO2, CH4, H2S
O2 CO2
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Zona Facultativa: a penetração da luz diminui com a profundidade da lagoa, desta forma, a
fotossíntese reduz-se até chegar ao ponto em que deixa de ocorrer. Existe uma camada
intermediária em que as variações das taxas de fotossíntese e respiração resultam em ausência
de oxigênio em certos períodos e presença em outros. Existem certas bactérias que podem
utilizar outros compostos (nitratos, sulfatos e gás carbônico) na ausência de oxigênio
dissolvido na água como receptor de elétrons. Estas bactérias denominam-se facultativas.
O tempo de residência dos esgotos dentro da lagoa facultativa excede a 20 dias, de maneira
geral. O efluente da lagoa contém alta concentração de sólidos suspensos, formados
principalmente por algas. Estes sólidos são, em sua maioria, não sedimentáveis.
9.1.2. Condições ambientais
As principais variáveis ambientais que afetam o processo nas lagoas de estabilização são:
- Radiação solar, a qual influencia a fotossíntese;
- Temperatura, afetando as taxas de fotossíntese e decomposição bacteriana,
solubilidade de gases no líquido e condições de mistura da lagoa;
- Vento, o qual interfere com as condições de mistura e reaeração atmosférica.
9.1.3. Critérios de projeto
As lagoas facultativas são dimensionadas considerando-se:
- Taxa orgânica de aplicação superficial
- Tempo de detenção
Taxa orgânica de aplicação superficial
A energia radiante do sol é uma variável fundamental para o funcionamento de lagoas
facultativas. Por isto, a área superficial, ou seja, área exposta ao sol é um critério de projeto
para as lagoas. A taxa de aplicação superficial é dada em termos de carga de DBO por
unidade de área por dia. As cargas de aplicação dependem do clima da região. Von Sperling
(2002) recomenda as seguintes taxas:
- Inverno quente e elevada insolação: Ls = 240 a 350 kg DBO5/hadia
- Inverno e insolação moderados: Ls = 120 a 240 kg DBO5/hadia
- Inverno frio e baixa insolação: Ls = 100 a 180 kg DBO5/hadia
A área superficial da lagoa é obtida através da razão entre a carga de DBO5 afluente a lagoa e
a taxa de aplicação superficial (Equação 9.1).
sL
LA= Eq. 9.1
sendo L = carga de DBO5 em kg/dia.
Outros métodos utilizados para a fixação da taxa de aplicação orgânica superficial (Ls)
mencionados na literatura relacionam esta com a temperatura média mensal mínima do ar e da
água (Mendonça, 2000; McGarry e Prescod; Arthur e Gloyna; Mara).
Em geral, a área de uma lagoa facultativa é limitada a 15 ha.
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Tempo de detenção
Relaciona-se ao tempo necessário para que os organismos realizem a estabilização da matéria
orgânica. O tempo de detenção em lagoas varia entre 15 a 45 dias, e depende também da
temperatura local. É calculado pela Equação 9.2.
Q
Vt = Eq. 9.2
Sendo: V = volume (m3); Q = vazão (m3/s)
Profundidade
A profundidade de lagoas facultativas varia entre 1,5 a 3,0 m.
O tempo de detenção e a profundidade da lagoa estão associados. Para definição destes
parâmetros, adotam-se as seguintes alternativas:
a) Escolhe-se o valor do tempo de detenção t e calcula-se o volume V da lagoa (Equação
9.3). A altura H é dada pela Equação 9.4.
V = Qt Eq. 9.3
A
VH = Eq. 9.4
b) Escolhe-se o valor para a profundidade H da lagoa. Calcula-se o valor do volume V através
do rearranjo da Equação (8), fazendo-se a verificação do tempo de detenção.
Geometria das lagoas
A geometria das lagoas apresenta uma relação comprimento (L) para largura (B) em torno de
2 a 4.
9.1.4. Regime hidráulico
Os regimes utilizados para modelagem de lagoas são (a) fluxo em pistão, (b) mistura completa
e (c) fluxo disperso. As equações representativas destes tipos de reatores são:
Mistura completa: tk
CC
+=
1
0 Eq. 9.5
Fluxo em pistão: tkeCC −= 0 Eq. 9.6
Fluxo disperso:
d
a
d
a
d
E
eaea
eaCC
−
−−+
=
2222
2
1
0
)1()1(
4 Eq. 9.7
dtka += 41 Eq. 9.8
LU
Dd
= Eq. 9.9
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“d” é o coeficiente de dispersão longitudinal (L2/T); a = adimensional; d=D/UL (num. de
dispersão, adimensional); U = vel med de fluxo (L/T); L= comprim. da lagoa. A constante de
reação k depende da temperatura (Equação 9.10).
20)20()( −= TCkTk Eq. 9.10
A constante de reação adotada varia entre 0,30 e 0,35 dia-1. Valores do coeficiente de
temperatura utilizados tem sido 1,085 (para k = 0,35 dia-1) e 1,05 (para k = 0,30 dia-1).
9.1.5. Efluente de lagoas
O efluente de lagoas de estabilização contém uma DBO constituída por duas contribuições:
- DBO solúvel, remanescente do tratamento;
- DBO particulada, formada principalmente por algas presentes.
As algas poderão vir a exercer uma demanda de oxigênio no corpo receptor, caso morram e
entrem em decomposição, bem como durante a noite. Mara apud von Sperling (2002) estima
que 60% a 90% dos sólidos em suspensão no efluente de lagoas sejam formados por algas. A
demanda de oxigênio que resulta da decomposição de 1,0 mg de algas é 0,45 mg DBO5.
Assim, cada mg de SS no efluente tem o potencial de consumir 0,3 a 0,4 mg DBO5.
1,0 mg/L SS 0,3 a 0,4 mg/L DBO5
Entretanto, as algas poderão ser benéficas em sistemas de aquacultura, por exemplo. Neste
caso, as algas entram na cadeia alimentar ao serem consumidas pelo zooplâncton, os quais
servem de alimentos a peixes. Uma alternativa é utilizar o efluente na irrigação de culturas
agrícolas. Ao morrerem, as algas liberam nutrientes que podem ser utilizados pelas culturas.
Uma alternativa para a remoção de algas em efluentes de lagoas é o uso de filtros
intermitentes de areia ou flotador por ar dissolvido. Contudo, a adoção de processos
complementares implicará no aumento de custos.
9.1.6. Acúmulo de lodo
O acúmulo de lodo em lagoas facultativas é da ordem de 0,03 a 0,08 m3/hab.ano.
9.2. LAGOAS ANAERÓBIAS
9.2.1. Descrição do processo
Em uma lagoa anaeróbia, a carga de DBO por unidade de volume da lagoa determina que a
taxa de consumo de oxigênio dissolvido seja superior a taxa de reposição de oxigênio
atmosférico por difusão. Desta forma, são mantidas condições anaeróbias no interior da lagoa.
As lagoas anaeróbias são mais profundas que as lagoas facultativas. A área superficial é
irrelevante uma vez que o processo anaeróbio não utiliza fotossíntese. A eficiência de
remoção de DBO situa-se em torno de 50% (para temperatura menor ou igual a 20C) a 60%
(temperatura maior do que 20C) (Jordão e Pessôa, 2011). Mara apud von Sperling (2002)
sugere a seguinte equação para estimar a eficiência de remoção de DBO em lagoas
anaeróbias:
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E = 2T + 20 Eq. 9.11
Sendo: E = eficiência de remoção de DBO (%)
T = temperatura média do ar no mês mais frio (oC).
Segundo o autor, a equação 9.11 é válida para temperaturas entre 10 e 25oC; para
temperaturas maiores que 25oC, a remoção seria de 70%.
A redução de DBO em lagoas anaeróbias não é suficiente na maioria dos casos, havendo
necessidade de um tratamento complementar.
A estabilização anaeróbia da matéria orgânica é um processo altamente complexo, onde
vários grupos de organismos atuam em uma sequência de reações até chegar-se aos produtos
finais, metano e gás carbônico. De uma forma muito simplificada pode-se dizer que o
processo anaeróbico compreende duas fases:
- Formação de ácidos orgânicos voláteis pelas bactérias acidogênicas;
- Formação de metano pelas bactérias metanogênicas
As bactérias metanogênicas são muito sensíveis, requerendo condições ambientais restritas
para realizarem seu metabolismo. Para isto, a temperatura do líquido deve situar-se acima de
15C, o pH deve ser acima de 6,5 e deve haver ausência absoluta de oxigênio.
Há potencial para geração de maus odores em lagoas anaeróbias devido à redução de sulfato a
sulfeto. Quando o pH for ácido, o sulfeto estará na forma de H2S, que é um gás mau cheiroso
e tóxico. Contudo, no pH neutro, a maior parte do sulfeto estará presente como HS-, que não
gera odores.
9.2.2. Critério de dimensionamento
Para o dimensionamento de lagoas anaeróbias são adotados dois critérios:
- Taxa orgânica de aplicação volumétrica;
- Tempo de detenção.
Taxa orgânica de aplicação volumétrica
Para o caso de lagoa anaeróbia, área superficial não é importante. A taxa de aplicação
volumétrica é tal que garanta um consumo de oxigênio muito maior do que a eventual
produção. Depende também da temperatura da região. As taxas de aplicação volumétrica (Lv)
sugeridas por Jordão e Pessôa variam entre 0,1 a 0,4 kg DBO5/m3.dia. Mara apud von Sperl
ing (2002) sugere as seguintes cargas, com base nas temperaturas médias do mês mais frio:
Lv = 0,02T – 0,10, para temperaturas entre 10 a 20oC Eq. 9.12
Lv = 0,01T + 0,10, para temperaturas entre 20 a 25oC Eq. 9.13
Lv = 0,35, para temperaturas maiores que 25oC Eq. 9.14
Sendo Lv = taxa de aplicação volumétrica de DBO, kg DBO/m3dia
Uma vez definida a taxa de aplicação volumétrica, o volume da lagoa é calculado pela
Equação 9.15.
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VL
LV = Eq. 9.15
L = carga de DBO5 por dia, kg DBO/dia
LV = taxa de aplicação volumétrica de DBO
Tempo de detenção
É estabelecido em função do tempo requerido para estabilização da matéria orgânica pelo
processo anaeróbio. Normalmente, situa-se entre 3 a 6 dias. A tabela 9.1 apresenta sugestões
de tempo de detenção em função da temperatura na região.
Tabela 9.1: Tempo de detenção em lagoa anaeróbia (Jordão e Pessôa, 2011)
Temperatura média da lagoa no mês mais frio (C) Tempo de Detenção (dias)
20 4 6 > 20 3 5
Profundidade
A profundidade de lagoas anaeróbias situa-se na faixa de 3,5 m a 5,0 m.
Geometria
As lagoas anaeróbias apresentam relação comprimento para largura entre 1 e 3.
9.2.3. Acúmulo de lodo
A taxa de acúmulo de lodo em lagoas anaeróbias tem sido reportada na ordem de 0,03 a 0,10
m3/habano.
9.3. LAGOAS DE MATURAÇÃO
9.3.1. Descrição do processo
A principal finalidade da lagoa de maturação é a remoção de organismos patogênicos. Desta
forma, ela pode ser utilizada após qualquer tratamento biológico de esgotos, incluindo lodos
ativados e filtros biológicos. É uma alternativa aos métodos tradicionais de remoção de
patogênicos como a desinfecção com cloro. Contudo, ela requer grande área.
O ambiente externo ao trato intestinal é desfavorável à sobrevivência de microrganismos
patogênicos. Eles enfrentam condições de temperatura, pH, oxigênio, e alimento fora das
faixas ótimas, além de terem de competir com outros organismos e predadores. As lagoas de
maturação procuram ampliar estas condições desfavoráveis, através da entrada de radiação
solar, pH e concentração de OD elevados. A radiação solar contém raios ultravioletas que são
bactericidas. As lagoas de maturação atingem mais de 99,99% de remoção de coliformes.
Cistos de protozoários e ovos de helmintos são normalmente eliminados do efluente de lagoas
de maturação por sedimentação.
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9.3.2. Critérios de projeto
O tempo de residência hidráulico é o principal parâmetro de projeto de lagoas de maturação.
É desejável usar fluxo em pistão para se atingir os elevados níveis de remoção requeridos. A
Equação 9.16 representa o número de organismos no efluente para reator com fluxo em
pistão.
tkdeNN−
= 0 Eq. 9.16
Sendo: N = número de coliformes no efluente, [org/100 ml]
N0 = número de coliformes no afluente, [org/100 ml]
Kd = coeficiente de decaimento bacteriano, [dia-1]
t = tempo de detenção, [dias]
O coeficiente de decaimento bacteriano é função da temperatura T (Equação Eq. 9.17).
20)20()( −= T
dd CkTk Eq. 9.17
O valor sugerido para a constante é 1,07.
Lagoas de maturação são dimensionadas para terem baixa profundidade de modo a
maximizarem a penetração da radiação ultravioleta. A profundidade situa-se entre 0,8 e 1,5 m
e o tempo de detenção entre 3 e 40 dias.
9.3.3. Exemplo de dimensionamento de lagoa facultativa
Considere uma ETE na qual o esgoto bruto passa por gradeamento e reator UASB. O efluente
do UASB será direcionado para uma lagoa facultativa. Dimensione a mesma para início e fim
de plano, considerando os dados operacionais previstos.
Dados de início de plano para a vazão média
Qméd2005 = 104 L/s
DBOafluente = 99 mg DBO5/L (concentração de DBO no efluente do reator UASB)
Temperatura média mês mais frio = 12,3 ºC
Ls (considerando inverno e insolação moderados) = 180 kgDBO5/ha.dia
Carga de DBO5 afluente (L)
H = 3,0 m
k (20ºC) = 0,35 d-1
Θ = 1,085
Carga de DBO afluente à lagoa (L):
L = DBOafluente * Qméd2005
L = 99 mg DBO5/L * 104 L/s * 86400 s/d * 1 kg/106 mg
L = 889,57 kgDBO5/d
Área da lagoa:
sL
LA=
dhakgDBO
dkgDBO
*/180
/57,889
5
5= ha94,4=
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Volume e tempo de detenção da lagoa:
V = H*A
V = 3,0 m * 4,94 ha*10 000 m²/ha
V = 148200 m³
Tempo de detenção: Q
Vt =
LmdssL
m
1000/³1*/86400*/104
³148200=
diast 49,16=
Geometria da lagoa: (Vide norma NTS 230: http://www2.sabesp.com.br/normas/nts/nts230.pdf )
L/B = 4
L = 4B
A = L*B
4,94 ha * 10 000 m²/ha = 4B *B
B = 111,13 m
L = 444,52 m
DBO5 efluente:
Considerando fluxo em pistão a DBO5 efluente (C) é dada pela equação:
tkeCC −= 0
O valor de k para as condições climáticas de Pelotas (Temperatura média mês mais frio = 12,3
ºC) é:
20)20()( −= TCkTk
)203,12(1 )085,1(*35,0)º3,12( −−= dCk
11867,0)º3,12( −= dCk
Portanto, a DBO5 efluente é:
tkeCC −= 0
ddeLmgC 49,16*1867,0 1
/99−
=
LmgC /55,4=
Dados de fim de plano para a vazão média
Qméd2005 = 130 L/s
DBOafluente = 99 mg DBO5/L (concentração)
Temperatura média mês mais frio = 12,3 ºC
Ls (considerando inverno e insolação moderados) = 180 kgDBO5/ha.dia
Carga de DBO5 afluente (L): pode ser explicitada
H = 3,0 m
k (20ºC) = 0,35 d-1
Θ = 1,085
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Cálculo da carga diária de DBO5:
L = DBOafluente * Qméd2005
L = 99 mg DBO5/L * 130 L/s * 86400 s/d * 1 kg//106 mg = 1.111,97 kgDBO5/d
Área da lagoa:
sL
LA= =
dhakgDBO
dkgDBO
*/180
/97,1111
5
5 ha18,6
Volume e tempo de detenção da lagoa:
V = H*A
V = 3,0 m * 6,18 ha*10 000 m²/ha
V = 185400 m³
Tempo de detenção: Q
Vt =
LmdssL
m
1000/³1*/86400*/130
³185400= dias51,16=
Geometria da lagoa:
L/B = 4
L = 4B
A = L*B
6,184 ha * 10 000 m²/ha = 4B *B
B = 124,30 m
L = 497,19 m
DBO5 efluente:
Considerando fluxo em pistão a DBO5 efluente (C) é dada pela equação:
tkeCC −= 0
O valor de k para as condições climáticas de Pelotas (Temperatura média mês mais frio = 12,3
ºC) é
20)20()( −= TCkTk
)203,12(1 )085,1(*35,0)º3,12( −−= dCk
11867,0)º3,12( −= dCk
Portanto a DBO5 efluente é:
tkeCC −= 0
ddeLmgC 51,16*1867,0 1
/99−
=
LmgC /54,4=
Comparando-se os dimensionamentos percebe-se que existe pouca diferença entre as etapas
de início e fim de plano. Sendo assim, para implantação da lagoa facultativa serão adotados os
dimensionais de fim de plano.
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REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
JORDÃO, E.P.; PESSÔA, C.A. Tratamento de esgotos domésticos. 6ª ed. Rio de Janeiro:
ABES, 2011.
TILLEY, E.; LÜTHI, C.; MOREL, A.; ZURBRÜGG, C.; SCHERTENLEIB, R. Compendium
of sanitation systems and technologies. Dübendorf: Swiss Federal Institute of Aquatic Science
and Technology, 2008.
VON SPERLING, M. Lagoas de estabilização. Belo Horizonte: Departamento de Engenharia
Sanitária e Ambiental, Universidade Federal de Minas Gerais, 2002.
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10. TRATAMENTO PRIMÁRIO DE ESGOTOS
10.1. OBJETIVOS
O tratamento primário tem o objetivo de remover sólidos suspensos sedimentáveis. Os sólidos
removidos incluem matéria orgânica; desta forma, ocorre uma redução da DBO no tratamento
primário. Segundo Metcalf & Eddy (2003), as remoções de sólidos suspensos e DBO variam,
respectivamente, entre 50% a 70% e 25% a 40%. Pacheco e Jordão (1995) indicam faixas de
remoção entre 40% a 60% (SS) e 25% a 35% (DBO).
10.2. ESTRUTURA FÍSICA
O tratamento primário realiza-se em unidades denominadas de decantadores primários. Estas
unidades são tanques de formato cilíndrico ou retangular. Os esgotos permanecem dentro do
tanque por um certo intervalo de tempo, havendo a separação de sólidos que são mais densos
que o líquido. No fundo do tanque, braços giratórios e rodos conduzem o lodo para uma zona
central de onde deixam o tanque em direção ao tratamento de lodos. Na superfície, o líquido
decantado é coletado em vertedores, sendo conduzido ao tratamento secundário de esgotos. É
comum a formação de escuma na superfície dos decantadores; por esta razão, utiliza-se um
anteparo com a finalidade de reter a escuma e evitar seu arraste com o líquido decantado. A
escuma recolhida é enviada ao digestor. A Figura 10.1 apresenta um decantador primário
com vistas em planta e corte.
Algumas ETE foram construídas de modo que o efluente do decantador primário passasse
para um reator UASB. Atualmente o usual é que após os esgotos chegarem à ETE, e passarem
pelas grades e pelo desarenador, já sejam direcionados ao reator UASB.
10.3. O PROCESSO DE SEDIMENTAÇÃO
Em tanques de decantação primária ocorre o processo de sedimentação chamado floculenta.
Neste processo, as partículas coalescem e floculam durante a sedimentação. As partículas
ganham massa e alteram a velocidade de sedimentação (Figura 10.2). A aglomeração
depende de contatos entre partículas, que varia em função da taxa de aplicação superficial,
profundidade da tanque, concentração de partículas e gradientes de velocidade no sistema.
Na sedimentação discreta, viu-se que a velocidade crítica era dada pela Equação 10.1.
−=
18
)(2S
c
Dgv Eq. 10.1
Na sedimentação floculenta, o tamanho da partícula, representada por D na Equação 10.1 e
sua densidade alteram-se durante a sedimentação.
Ainda não há um modelo matemático que permita estabelecer parâmetros de projeto para o
decantador primário. Os parâmetros de projeto devem ser determinados através de ensaio de
sedimentação ou são usados dados publicados na literatura.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
111
Gehling (1995), com base em dados operacionais da Estación Depuradora de Aguas
Residuales de Manresa, Espanha, desenvolveu modelo que correlaciona o rendimento de
decantadores primários com a concentração de sólidos suspensos na entrada, e com a
temperatura da água, explicitando a influência desta na densidade e na viscosidade da água.
Gehling comprova que a carga hidráulica aplicada (m3/m2.dia) não afeta o rendimento na
remoção de sólidos suspensos. Isto porque, em cada decantador, a amplitude da variação da
carga não é suficientemente ampla para que isto ocorra.
Figura 10.1: Decantador primário circular.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
112
Figura 10.2: Sedimentação floculenta e discreta.
10.4. TESTE DE SEDIMENTAÇÃO
O conteúdo de todo este item 10.4 seria objeto de uma aula prática em laboratório. Mas a
reduzida carga horária desta disciplina não contempla aulas em ambiente laboratorial. Assim,
o conteúdo a partir daqui até o fim da página 12, que descreve o teste de sedimentação, não é
cobrado em avaliações, constando apenas para descrição do teste.
O teste de sedimentação é realizado em uma coluna de diâmetro de 15 cm e profundidade
superior a 2,00 m. Nesta coluna são feitas saídas nas profundidades de 0,60 m, 1,20 m e 1,80
m (Figura 10.3).
Figura 10.3: Coluna para o teste de sedimentação.
Sedimentação
discreta
Sedimentação
floculenta
H1 = 0,60 m
H2 = 1,20 m
H3 = 1,80 m
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113
Procedimento para o teste de sedimentação
1o) Encher a coluna com o esgoto a ser testado, mantendo uma concentração uniforme em
toda a coluna, com auxílio de um misturador.
2o) Em tempos pré-determinados, coletar amostras nas saídas 1, 2 e 3, medindo as
concentrações de sólidos suspensos.
Por que as medidas são realizadas a 0,60 m, 1,20 m e 1,80 m? Isto deve-se ao fato de ser 2,0
m a profundidade mínima de decantador primário. Os resultados do teste permitirão
determinar a remoção de sólidos em suspensão em função da taxa de aplicação superficial e
tempo de detenção.
Exemplo:
Um esgoto possui concentração de sólidos suspensos de 430 mg/L. Um teste de sedimentação
com este esgoto apresentou os resultados mostrados na Tabela 10.1. Com base nestes dados,
estabeleça a relação entre percentagem de remoção de sólidos com a taxa de aplicação
superficial e tempo de detenção.
Tabela 10.1: Resultados do teste de sedimentação
Tempo
(min)
Concentração de Sólidos Suspensos (mg/L)
0,60 m 1,20 m 1,80 m
0 430 430 430
5 357 387 396
10 310 346 366
20 252 299 316
30 198 254 288
40 163 230 252
50 144 196 232
60 116 179 204
75 108 143 181
Procedimento
1o) Calculo da percentagem de sólidos suspensos removidos em cada amostra.
A fração de sólidos que permanece em suspensão é dado por:
Fração de sólidos que permanecem na suspensão = 0
,
C
C ht Eq. 10.2
Sendo: Ct,h = concentração de sólidos em suspensão na altura H e tempo t;
C0 = concentração de sólidos suspensos no tempo t = 0, 430 mg/L
A fração de sólidos removida (Equação 10.3) é o complemento da Equação 10.2.
Fração removida = 1 -
0
,
C
C ht Eq. 10.3
A Tabela 10.2 apresenta os percentuais de sólidos suspensos removidos em cada altura e
tempo t. A Figura 10.4 mostra o gráfico dos dados da Tabela 10.2.
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114
Tabela 10.2: Sólidos suspensos removidos a altura H nos tempos de detenção.
Tempo Rt,h (%)
(min) 0,60 m 1,20 m 1,80 m
0 0 0 0
5 17 10 8
10 28 20 15
20 41 30 27
30 54 41 33
40 62 47 41
50 67 54 46
60 73 58 53
75 75 67 58
Remoção de sólidos suspensos vs tempo de detenção
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Tempo de detenção (min)
SS
rem
ovid
os (
%)
H = 0,60 m
H = 1,20 m
H = 1,80 m
Figura 10.4: Remoção de sólidos suspensos vs tempo de detenção.
2o) Cálculo dos tempos de detenção, em cada altura, que correspondem aos percentuais de
sólidos suspensos removidos.
Estas informações são retiradas do gráfico da Figura 10.4. Por exemplo, os tempos de
detenção requeridos para que 20% de sólidos suspensos sejam removidos, respectivamente
nas alturas 0,60 m, 1,20 m e 1,80 m, são 6,5, 10,5 e 14,5 minutos. A Tabela 10.3 apresenta os
tempos de detenção calculados para as percentagens de sólidos removidos. Com base nos
dados da Tabela 10.3 prepara-se o gráfico do perfil de sedimentação, com as curvas de iso-
eficiências (Figura 10.5).
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115
Tabela 10.3: Tempos de detenção e percentagem de remoção em cada
altura H; Perfil de sedimentação.
Remoção
(%)
t (min)
0,60 m 1,20 m 1,80 m
0 0,0 0,0 0,0
5 1,2 2,5 3,7
10 2,5 5,0 6,5
20 6,5 10,5 14,5
30 11,5 19,0 25,0
40 18,0 30,0 39,0
50 27,0 44,0 56,5
60 38,5 61,5 77,5
70 55,0 87,5 -
75 75,0 - -
Figura 10.5: Perfil de sedimentação.
3o) Cálculo da percentagem de remoção de sólidos suspensos versus a taxa de aplicação
superficial:
A velocidade de sedimentação efetiva de uma partícula é definida pelo tempo gasto pela
partícula para atingir a zona de lodo (1,80 m no teste).
t
HvS = Eq. 10.4
Uma suspensão contém partículas com diferentes velocidades de sedimentação efetiva.
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116
Partículas com velocidade de sedimentação efetiva vS igual ou maior que a velocidade crítica
vsc serão completamente removidas. A velocidade crítica é a taxa de aplicação superficial
(m3/m2dia).
Partículas com velocidade de sedimentação efetiva vS menor que a velocidade crítica vsc serão
removidas a uma taxa igual a razão vS/vsc, ou, equivalentemente, a razão h/H.
As velocidades de sedimentação efetivas são obtidas a partir do perfil de sedimentação.
3.1) Do Quadro (3), retirar os valores dos tempos de detenção (min) para remoção de sólidos
de 5%, 10%, 20%, 30%, 40%, 50% e 60%. As velocidades de sedimentação efetiva serão a
razão entre a altura 1,80 m e os respectivos tempos. Estes dados encontram-se na Tabela
10.4.
Tabela 10.4: Velocidade de sedimentação efetiva
Remoção Tempo vS
(%) (min) (m/h)
5 3,7 29,2
10 6,5 16,6
20 14,5 7,4
30 25,0 4,3
40 39,0 2,8
50 56,5 1,9
60 77,5 1,4
3.2) Cálculo da percentagem de remoção de sólidos para cada tempo de detenção.
Por exemplo, para um tempo de detenção de 25 minutos a velocidade crítica é 4,3 m/h. De
acordo com o perfil de sedimentação, 30% das partículas serão removidas porque atingem a
profundidade de 1,80 m em 25 minutos ou menos. Para partículas com vS menor que 4,3 m/h,
a fração removida será dada por:
ii
isc
i,sf
H
hf
v
v= Eq. 10.5
Neste caso, hi será a altura média que corresponde ao intervalo de remoção. Por exemplo,
entre o intervalo 30% a 40%, a altura média será o valor médio entre 1,8 m e 1,0 m.
1o intervalo: 30% a 40%
fração removida = 078,0100
)3040(
8,1
1
2
)0,18,1(=
−+
2o intervalo: 40% a 50%
fração removida = 043,0100
)4050(
8,1
1
2
)55,00,1(=
−+
3o intervalo: 50% a 60%
fração removida = 026,0100
)5060(
8,1
1
2
)38,055,0(=
−+
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117
4o intervalo: 60% a 70%
fração removida = 018,0100
)6070(
8,1
1
2
)28,038,0(=
−+
5o intervalo: 70% a 75%
Fração removida = 007,0100
)7075(
8,1
1
2
)20,028,0(=
−+
Desta forma, a fração de sólidos suspensos que será removida quando a velocidade crítica for
de 4,3 m/h será:
Fração total removida = 0,30 + 0,078 + 0,043 + 0,026 + 0,018 + 0,007 = 0,472 (~ 47%)
O mesmo procedimento é repetido para os outros tempos de detenção. Estes resultados são
tabulados (Tabela 10.5) e plotados (Figura 10.6).
Tabela 10.5: Remoção por tempo de detenção
Tempo (min) Sólidos Removidos (%)
3,7 13,4
6,5 20,1
14,5 33,9
25,0 47,3
39,0 55,0
56,5 64,3
77,5 71,1
Sólidos suspensos removidos versus tempo de detenção
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80
Tempo de detenção (min)
Só
lid
os s
usp
en
so
s r
em
ovid
os (
%)
Figura 10.6: Remoção de sólidos suspensos por tempo de detenção.
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118
3.3) Calcular a percentagem de sólidos suspensos removidos em função da taxa de aplicação
superficial.
A Tabela 10.6 apresenta as taxas de aplicação superficiais correspondentes as velocidades
críticas e os percentuais de sólidos removidos. A Figura 10.7 apresenta o gráfico
relacionando remoção de sólidos versus taxa de aplicação.
Tabela 10.6: Taxas de aplicação vs remoção de sólidos suspensos
Tempo
(min)
vS
(m/h)
Taxa Apl.
(m3/m2.dia)
Remoção de SS
(%)
3,7 29,2 701 13,4
6,5 16,6 399 20,1
14,5 7,4 179 33,9
25,0 4,3 104 47,3
39,0 2,8 66 55,0
56,5 1,9 46 64,3
77,5 1,4 33 71,1
Taxa de aplicação superficial vs remoção de sólidos suspensos
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750
Taxa de aplicação superficial (m3/m
2dia)
Rem
oção
SS
(%
)
Figura 10.7: Taxa de aplicação superficial vs remoção de sólidos suspensos.
10.5. EQUAÇÕES DE REMOÇÃO DE DBO E SÓLIDOS SUSPENSOS EM
DECANTADORES PRIMÁRIOS
A Figura 10.6 pode ser representada pela Equação 10.6 (Metcalf & Eddy, 2003).
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119
tba
tR
+= Eq. 10.6
sendo: R = eficiência de remoção esperada (%)
t = tempo de detenção, [h]
a, b = constantes empíricas
A Equação 10.6 é válida tanto para SS quanto para DBO. A Tabela 10.7 mostra os valores
das constantes a e b para DBO e SS.
Tabela 10.7: Valores das constantes a e b para DBO e SS
A B
DBO 0,018 0,020
SS 0,0075 0,014
Os coeficientes da Tabela 10.7 são válidos apenas com estimativas para esgotos sanitários.
10.6. REQUISITOS DE PROJETO PELA NBR 12209/2011
A vazão de dimensionamento do decantador primário deve ser a vazão máxima horária
afluente a ETE, e a taxa de aplicação superficial deve ser:
60 m3/m2dia quando preceder a filtração biológica
90 m3/m2dia quando preceder o processo de lodos ativados
90 m3/m2dia quando for o processo de decantação primária quimicamente assistida
ETE com vazão de dimensionamento maior que 250 L/s deve ter mais de um decantador
primário.
O tempo de detenção hidráulica (TDH) deve ser vinculado às vazões, tal que tenha-se:
TDH 3 horas para vazão média
TDH > 1 hora para vazão máxima
Taxa de escoamento através do vertedor de saída 500 m3/d., por metro de extensão do
vertedor.
Em decantadores com remoção mecanizada de lodo, a altura mínima de água deve ser 3,5
m; em decantadores sem remoção mecanizada de lodo a altura mínima deve ser 0,5 m.
Exemplo de aplicação
Escolhe-se uma taxa de aplicação que corresponda a percentagem desejada de remoção de
sólidos suspensos. Por exemplo, para 60% de remoção de SS, a taxa de aplicação superficial é
de aproximadamente 50 m3/m2.dia (Figura 10.7). Para a vazão máxima de 450 L/s, são
necessários, no mínimo, dois decantadores. A área e o diâmetro de cada decantador serão:
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
120
2
23
3
8,388400.86/50
1
2
450,0m
dia
s
diamms
m
Tx
QA
A
QAplTx =
==→=
mmA
D 2,221416,3
8,38844 2
=
=
=
Valores típicos para diâmetros de decantadores primários situam-se entre 12 m e 45 m.
De acordo com a NBR 12209/2011, a altura mínima de água no decantador mecanizado
deverá ser de 3,5 m. O volume do decantador será:
32 8,360.15,38,388 mmmHAV ===
Verificação dos tempos de detenção para as conhecidas vazões máxima, média e mínima:
Vazão máxima:
h7,1
hs3600
sm
2
450,0
m8,1360
Q
Vt
3
3
=
==
Vazão média:
h0,3
hs3600
sm
2
250,0
m8,1360
Q
Vt
3
3
=
==
Vazão mínima:
h0,6
hs3600
sm
2
125,0
m8,1360
Q
Vt
3
3
=
==
O requerimento de tempo de detenção é atendido.
Em caso de adoção de uma TAS (taxa de aplicação Superficial) especificada pela NBR 12209
para decantador que precede o sistema de lodos ativados, a área do decantador seria:
TAS = 90 m3/m2dia
2
2
3
3
m216
diamm90
1
dia
s86400
s
m
2
450,0A =
= .
O diâmetro D correspondente será:
mm
D 58,161416,3
8642164 2
==
=
10.7. BALANÇO DE MASSAS PARA SÓLIDOS SUSPENSOS E DBO NO
DECANTADOR PRIMÁRIO
Aqui apresenta-se o objetivo e as equações que descrevem o balanço de massas no decantador
primário.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
121
10.7.1. Objetivo do balanço de massas
O balanço de massas objetiva determinar a quantidade de sólidos suspensos e DBO que
seguirão ao tratamento de lodos e ao tratamento biológico. Estas informações são necessárias
para o dimensionamento das estruturas.
10.7.2. Equações descritivas do balanço de massas
O teor de lodos é geralmente dado em termos de percentagem de sólidos. De acordo com
Metcalf & Eddy (2003), o teor de sólidos típico em lodos do decantador primário varia entre
5% e 9 %, com valor típico de 6%.
A Vazão de lodo (V) (ou volume de lodos diário) irá depender da massa e teor de sólidos, e da
gravidade específica do lodo (Equação 10.7)
SLOH
S
fS
MV
=
2
Eq. 10.7
Sendo: V = vazão de lodos, ou volume de lodos diário (L3/T)
MS = massa de sólidos removidos por dia (M/T)
H2O = massa específica da água (M/L3)
SL = densidade específica do lodo (adimensional)
fS = fração de sólidos no lodo (adimensional)
Na Equação 10.7, as seguintes unidades representam as variáveis:
Lodod
L
Lodokg
SSkg
1
OHL
OHkg
lodoL
Lodokg
1
OHL
OHkg
1
d
SSkgV
2
2
2
2
==
A Equação 10.8 é deduzida a partir do conceito de massa específica.
L
LL
V
M= →
LO2H
L
L
LL
S
MMV
=
= Eq. 10.8
A fração de sólidos fs (Equação 10.9) é a razão entre a massa de sólidos e a massa de lodo.
L
ss
M
Mf = Eq. 10.9
s
sL
f
MM = Eq.10.10
Substituindo-se a Equação 10.10 na 10.8, chega-se à Equação 10.7.
Densidade relativa é a razão entre a massa específica da substância e a massa específica da
água. No caso do lodo, a densidade relativa será:
OH
LLS
2
= Eq. 10.11
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122
A massa específica do lodo, por sua vez, corresponde a razão entre a massa do lodo e seu
volume (Equação 10.12)
L
LL
V
m= Eq. 10.12
A massa de lodos corresponde a soma entre a massa de sólidos e a massa de água. A massa de
sólidos é igual a soma entre a massa de sólidos voláteis e sólidos fixos. O volume de lodo é
igual a soma dos volumes de água, sólidos voláteis e fixos.
SOHL mmm +=2
Eq. 10.13
FVS mmm += Eq. 10.14
FVOHL mmmm ++=2
Eq. 10.15
SOHL VVV +=2
Eq. 10.16
FVS VVV += Eq. 10.17
FVOHL VVVV ++=2
Eq. 10.18
De uma maneira geral, tem-se que:
OHOH 22
1
V
mS
=
=
Assim, O2HL
L
OH
LL
1
V
mS
2
=
= →
OHL
LL
S
mV
2
1
=
Da mesma forma, O2HF
FF
O2HV
VV
O2HOH
OH
OH
1
V
mV;
1
S
mV;
1
S
mV
2
2
2 =
=
= .
Substituindo na Equação 10.18, tem-se:
OHF
F
OHV
V
OHOH
OH
OHL
L
S
m
S
m
S
m
S
m
2222
1111
2
2
++=
F
F
V
V
OH
OH
L
L
S
m
S
m
S
m
S
m++=
2
2 Eq. 10.19
Dividindo a Equação 10.19 por mL,
LF
F
LV
V
LOH
OH
LL
L
mS
m
mS
m
mS
m
mS
m 1111
2
2 ++=
F
F
V
V
OH
OH
L S
f
S
f
S
f
S++=
2
21
Eq. 10.20
sendo f = fração em massa.
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123
Exemplo:
Considerar que o efluente do tratamento preliminar (Figura 10.8), com vazão de 250 L/s,
tenha concentrações de sólidos suspensos de 350 mg/L, sendo 75% voláteis e 25% fixos, e
que sua DBO é de 300 mg/L.
Figura 10.8: Balanço de massas no decantador primário.
Admitindo-se que:
60% dos sólidos suspensos são removidos no decantador primário.
35% da DBO é removida
Teor de sólidos no lodo, ou fração de sólidos no lodo = 6%
75% dos sólidos são voláteis, 25% são fixos
Massa específica da água = 1,0 kg/L
Massa específica dos sólidos voláteis = 1,0 kg/L
Massa específica dos sólidos fixos = 2,5 kg/L
A carga de sólidos entrando no decantador será Q0X0, sendo:
Q0X0 = SSdia
kg
dia
s
m
L
mg
kg
L
mg
s
m560.7400.861010350250,0
3
363
= −
Carga de sólidos no efluente primário = QEXE = 0,40 x 7.560 = 3.024 kg/dia SS
Carga no lodo = QUXU = 7.560 – 3.024 = 4.536 kg/dia SS
O volume diário de lodo produzido no decantador primário é dado pela Equação 10.7, que
representa a vazão de lodo, ou seja, a massa sólida removida pelo decantador.
MS = 4.536 kg/dia SS
H2O = 1,0 kg/L
fS = 0,06
SL = densidade relativa do lodo (adimensional)
As frações de água e sólidos do lodo são, respectivamente, 0,94 e 0,06, ou 94/100 e 6/100.
Dos sólidos, 75% são voláteis; portanto a fração de sólidos voláteis e fixos são,
respectivamente, 0,045 e 0,015, ou 4.5/100 e 1.5/100. Substituindo-se na Equação 10.20,
tem-se:
0091,1S9910,05,2
1
100
5.1
0,1
1
100
5.4
0,1
1
100
94
S
1L
L
=→=++=
A densidade relativa do lodo será 1,0091, dado:
OHm
OHkg1000
1
lodom
lodokg10091
2
3
23
Q0, X0 QE, XE
QU, XU
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124
Substituindo os valores de MS, H2O, fS e SL na Equação 10.7, tem-se:
dia
lodom9,74
dia
lodoL74918
lodoskg100
SSkg6
OHm
OHkg1000
1
lodom
lodokg10091
OHm
OHkg1000
dia
SSkg536.4
V3
2
3
23
2
3
2
==
=
Resumo
1. Vazões
dia
m
L
m
dia
s
s
LQ
333
0 2160010400.86250 == −
dia
m9,74Q
3
U =
dia
m1,525.219,74600.21Q
3
E =−=
2. Cargas
Sólidos: Afluente - dia
kgXQ 560.700 =
Efluente - dia
kgXQ EE 024.3=
Lodo - dia
kgXQ UU 536.4=
DBO Afluente = 300 mg/L x 0,250 m3/s x 10-6 kg/mg x 103L/m3 x 86.400 s/dia
= dia
DBOkg480.6
DBO efluente tratamento primário = 6.480 x (1 – 0,35) = dia
DBOkg212.4
DBO lodo primário = 6.480 – 4.212 = dia
DBOkg268.2
3. Concentrações
Afluente - sólidos: X0 = 350 mg/L
- DBO: C0 = 300 mg/L
Efluente primário – sólidos: XE = 350 x (1 – 0,60) = 140 mg/L
CE = 300 x (1 – 0,35) = 195 mg/L
Lodo primário – sólidos: L
SSmg60561
m
L10
1
kg
mg10
dia
m9,74
dia
kg536.4
X
3
3
6
3U ==
DBO: L
DBOmg3028010
dia
m9,74
dia
kg268.2
C 3
3U ==
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
125
Os resultados encontram-se resumidos na Figura 10.9.
Figura 10.9: Resumo do balanço de massas no decantador primário.
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 12209: projeto de estações
de tratamento de esgoto sanitário. Rio de Janeiro, 2011.
JORDÃO, E. P.; PESSÔA, C. A. Tratamento de esgotos domésticos. 4. ed. Associação
Brasileira de Engenharia Sanitária e Ambiental: Rio de Janeiro, 2005.
METCALF & EDDY, INC. Wastewater engineering: treatment and reuse. 4rd ed. New
York: McGraw-Hill, 2003.
Q0 = 21.600 m3/dia
X0 = 350 mg/L
C0 = 300 mg/L
Carga SS = 7.560 kg/dia
Carga DBO = 6.480 kg/dia
QE = 21.487 m3/dia
XE = 140 mg/L
CE = 195 mg/L
Carga SS = 3.024 kg/dia
Carga DBO = 4.212 kg/dia QU = 74,9 m3/dia
Xu = 60.561 mg/L
Cu = 30.280 mg/L
Carga SS = 4.536 kg/dia
Carga DBO = 2.268 kg/dia
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
126
11. TRATAMENTO ANAERÓBIO EM REATORES
Para efeitos didáticos, se considerarão dados de projeto executivo de uma ETE (ETE Anglo),
concebida para o município de Pelotas-RS. Admitir-se-á que os esgotos afluentes aos reatores
UASB tenham passado apenas por tratamento preliminar: gradeamento, caixas de areia e
medidor de vazão (calha Parshall), representados na Figura 11.1. Isto significa que os SS e a
DBO afluente aos reatores UASB serão iguais às do esgoto bruto. O tratamento secundário
será constituído por reatores anaeróbios de manta de lodos (reatores UASB) e filtros
biológicos (FB). Em sequência aos filtros adotar-se-ão decantadores secundários. O excesso
de lodo descartado dos reatores UASB será encaminhado a leitos de secagem.
Pelo fato de que a ETE Anglo ainda não foi construída, as fotos apresentadas neste capítulo
são da ETE que trata os esgotos do balneário Laranjal, da Cidade de Pelotas-RS. O efluente
final da ETE do Laranjal deságua em canal de macrodrenagem, que descarrega no Canal São
Gonçalo.
Figura 11.1: grades de limpeza manual, plataforma para deposição de resíduos, caixa de areia
e calha Parshall ao fundo (ETE do SANEP, no balneário do Laranjal).
O projeto da ETE Anglo foi feito com base na ABNT NBR 12209:1992. Atualmente vige a
versão ABNT NBR 12209:2011. Os reatores UASB, na referida norma, são contemplados no
item 6.4, páginas 16 a 19. Ainda que de forma não exaustiva, neste capítulo procurou-se fazer
referência aos critérios de projeto já superados, a considerar-se a normativa vigente.
Obs: seria adequada a adoção de centrífuga, ou mesmo a adoção de bags de geotêxtil, como
sistemas de desidratação alternativos, em substituição aos leitos de secagem. Cabe também a
colocação que atualmente os reatores UASB, preferentemente, não mais devem ser
executados em concreto armado, mas sim com materiais sintéticos.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
127
11.1. VAZÕES DE PROJETO, DIMENSIONAIS E TDH
Neste item se procederá ao dimensionamento hidráulico de reatores UASB (Figura 11.2) para
as vazões declaradas na tabela 11.1. Verificar-se-ão os dimensionais para proporcionar um
tempo de detenção hidráulico (TDH) adequado às condições climáticas do município de
Pelotas-RS.
Figura 11.2: Pré-tratamento, reator UASB, e FB, com descarga em banhado construído. (ETE
do SANEP, no balneário do Laranjal).
Tabela 11.1: Vazões de esgotos de início e final de plano – ETE Anglo
Etapa Vazão (L/s)
Mínima Média Máxima
Início 64 104 167
Fim 77 130 215
Considerando que em início de plano (ano 2005) ter-se-á 75% da vazão de fim de plano (ano
2.034), os reatores UASB terão a sua volumetria definida para que em início de plano, com
apenas duas unidades implantadas, tenha-se um TDH de 10 horas para a vazão média. Para as
condições climáticas de Pelotas este tempo pode ser considerado um tempo de detenção
demasiado curto. Entretanto, ao adotar-se tempo superior para início de plano, e considerando
que haverão duas linhas em paralelo em fim de plano, ter-se-ia em fim de plano um TDH,
demasiado elevado, superior a 16 horas.
A proposta de três linhas em paralelo para fim de plano, com duas implantadas para atender as
condições de início de plano seria a mais indicada, sob o ponto de vista das vazões afluentes.
Entretanto, esta proposta levaria a ocupação de maior área, bem como um maior investimento
inicial, e ainda maior custo para a ETE como um todo, posto que três linhas para tratar uma
determinada vazão exigiriam um investimento inicial maior do que a adoção de apenas duas
linhas.
Reator UASB
FB Pré-tratamento
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128
O fator que permite a adoção de um TDH de apenas 10 horas, para as condições de início de
plano, é o fato de que a EBE (Estação de Bombeamento de Esgotos) Tamandaré, que alimenta
a ETE ANGLO por recalque, será totalmente reformulada. Os novos conjuntos elevatórios
deverão operar com inversores de frequência, bem como a nova EBE junto à margem do
Canal do Pepino. Esta reformulação no sistema de bombeamento que aduzirá os esgotos à
ETE ANGLO diminuirá de forma significativa os picos de vazão, devendo esta ter um
comportamento mais linear, e consequentemente atenuando as vazões de pico.
Adotando 10 horas como o tempo de detenção hidráulico para dimensionamento dos reatores
UASB, na situação de início de plano o volume total de reatores deverá ser:
hmLhssL
VTDH 10
/10/3600/104 332005 =••
=−
Assim, resulta V = 3.744 m3. Adotar-se-á um volume bruto (incluindo volumetria de concreto
armado de pilares e vigas internas) de 3.800 m3. Para atender a esta volumetria adotar-se-ão
dois reatores para início de plano, devendo-se futuramente proceder a implantação de outros
dois. Em fim de plano, com quatro unidades de 1.900 m3, o TDH será:
hmLhssL
mTDH 16
/10/3600/130
)2/744.3(433
3
2034 =••
•=
−
▪ Altura (H) do reator: 5,0 m
▪ Área superficial de cada reator UASB = V/H = 1.900 m3/5,0 m = 380 m2. Adotar-se-
ão quatro UASB com 380 m2 em planta cada um, o que para a profundidade de 5
metros adotada resulta um volume bruto de 1.900m3. Entretanto, nas verificações
hidráulicas que se farão, considerar-se-á sempre um volume de 1.872 m3, que seria o
volume útil de cada reator, descontando a volumetria de concreto estrutural (pilares,
calhas...) no interior do mesmo. Esta determinação do volume útil é feita apreciando-
se os dimensionais nas plantas de forma do projeto estrutural.
▪ Número de reatores: adotar-se-ão quatro reatores com 380 m2 de área cada um, para
atender a vazão de fim de plano.
▪ Dimensões de cada reator:
Para satisfazer a área calculada de 380m2 adotar-se-á para cada UASB as dimensões internas
de 20m x 19m em planta.
Assim, para cada UASB, tem-se:
A = 380 m2
V = 1.874 m3 (volume útil, descontados volumes de pilares, vigas, calhas...)
TDH = 10,15 h
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129
11.2. CARGAS AFLUENTES E VELOCIDADES DE FLUXO
▪ Carga orgânica volumétrica – COV
Em início e fim de plano ter-se-ão as COV abaixo explicitadas:
diam
DQOkg
dia
s
mg
kg
m
LmgsLCOV
=
= −
3
6
32005 49,11400.8610874.12
620104
diam
DQOkg
dia
s
mg
kg
m
LmgsLCOV
=
= −
3
6
3034.2 93,02
1400.8610
874.12
620130
(1 – 2 kg DQO/ m3dia) OK!
▪ Carga hidráulica volumétrica – CHV
As cargas hidráulicas volumétricas para início e fim de plano são a seguir verificadas.
Constata-se que tanto para início como para fim de plano as mesmas estão abaixo de 4,0
m3/m3dia, que seria o limite a cumprir.
diam
m
dia
s
L
m
m
sL
V
QCHV
=== −
3
333
32005 4,21400.8610744.3
104
diam
m
dia
s
L
m
m
sL
V
QCHV
=== −
3
333
3034.2 5,12
1400.8610
744.3
130
▪ Velocidade ascendente de fluxo
Pela norma antiga, as velocidades ascendentes de fluxo em início e fim de plano deveriam ser
sempre inferiores a 1,5 m/h. Pela norma vigente (item 6.4.8) a velocidade ascencional no
compartimento de digestão deve ser igual ou inferior a 0,7 m/h para a vazão média e inferior a
1,2 m/h para a vazão máxima.
As velocidades ascencionais, serão dadas por:
A
QV
A
QV med
med
max
max; ==
Assim, as velocidades que seguem, atendem as exigências da ABNT NBR 12209:2011:
h
m
h
s
L
m
m
sLVmed 49,01600.310
760
104 33
2005.2 == −
h
m
h
s
L
m
m
sLVmáx 79,01600.310
760
167 33
2005.2 == −
h
m
h
s
L
m
m
sLVmed 31,0600.310
7602
130 33
2034.2 =
= −
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
130
h
m
h
s
L
m
m
sLVmáx 51,0600.310
7602
215 33
2034.2 =
= −
Para a condição de vazão máxima de fim de plano, a velocidade ascendente de fluxo
calculada acima (0,51 m/h), sensivelmente abaixo do valor limite de 1,2 m/h exigido pela
ABNT NBR 12209:2011, seria a velocidade no caso de adução em contínuo do reator. Na
prática, a vazão afluente à ETE ANGLO em certos momentos tenderá ao valor da vazão de
pico afluente. Isto porque a vazão de chegada à ETE é intermitente. Como já dito, a referida
vazão procede da EBE Tamandaré por bombeamento.
11.3. SISTEMA DE DISTRIBUIÇÃO DO ESGOTO AFLUENTE
O efluente do pré-tratamento é direcionado ao repartidor da vazão afluente aos UASB,
parcelada de forma equitativa entre os 30 pequenos vertedores, como se pode apreciar na
figura 11.3. A posição do repartidor é apresentada na figura 11.4.
Figura 11.3: repartidor da vazão afluente ao UASB da ETE Laranjal, do SANEP; o UASB da
ETE Anglo terá quatro repartidores em cada um dos quatro reatores.
Orifício de
chegada
Verterores conectados a
tubos distribuidores
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
131
Figura 11:4: posição do repartidor de vazão, centralizado no topo reator da ETE Laranjal
(SANEP).
A figura 11.5 apresenta a vista superior de um dos quatro UASB projetados para a ETE
Anglo, com os quatro repartidores de vazão. A figura 11.6 apresenta um dos repartidores.
Figura 11.5: vista superior de UASB da ETE Anglo, com quatro distribuidores.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
132
Figura 11.6: detalhe de um dos distribuidores de um dos quatro UASB da ETE Anglo.
As figuras 11.7 e 11.8 representam as tubulações que repartirão a vazão proveniente do pré-
tratamento entre os quatro reatores, dois dos quais serão implantados em uma primeira etapa
de obras. A vazão destas tubulações é aduzida até a parte superior central de cada reator
(Figura 11.4), ponto em que há uma estrutura repartidora da vazão em dezenas de vazões
iguais. Esta estrutura visa equalizar as diversas correntes que serão direcionadas do fundo de
cada reator.
A figura 11.9 apresenta o gabarito de espaçamento dos tubos ligados a um dos quatro
distribuidores de vazão do UASB da ETE Anglo.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
133
Figura 11.7: Dutos de tubo PEAD, fixados ao repartidor de vazão, que repartem o afluente a
cada UASB em trinta parcelas iguais. Podem ser apreciadas as campânulas de captação de
gases.
Figura 11.8: Dutos de repartição do afluente ao UASB, fixados próximo ao fundo, segundo
gabarito de espaçamento.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
134
Figura 11.9: Gabarito de espaçamento dos tubos ligados a um dos quatro distribuidores de
vazão do UASB da ETE Anglo. Fonte: Projeto executivo ETE Laranjal, IPH.
Para o sistema de distribuição do esgoto afluente aos reatores UASB adotar-se-á uma relação
de 3,2 m2de área de reator para cada tubo distribuidor de esgoto (pela norma vigente, o limite
é de 3,0 m2). Assim, em cada reator, ter-se-á o seguinte número de tubos distribuidores (Nd):
reatorpororesdistribuiddistm
mN d 120
/2,3
3802
2
=
Adotar-se-ão quatro vertedores circulares reguláveis de fibra de vidro, com 1,5m de diâmetro
em cada reator UASB. A cada vertedor corresponderão 30 tubos de PEAD DN 75, PN4, com
espessura de parede (e) igual a 2,9mm, que distribuirão o fluxo junto ao fundo dos reatores. O
diâmetro interno deste tubo é de 69,2mm.
Especial atenção deverá ser dispensada ao lançamento dos tubos PEAD 75mm, que ligam o
alimentador ao fundo do reator. No referido trajeto, além das fixações dos extremos de cada
tubo, no vertedor e no fundo do reator, far-se-ão necessários outros pontos de fixação
intermediários para que os sinuosos trajetos possam ser superados. Deverão ser evitadas
tensões sobre a cúpula da lona da câmara de captação de gases, bem como evitar raios de
curvatura excessivos, que gerariam estrangulamentos na seção transversal dos tubos.
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135
Em início de plano, com apenas dois reatores UASB, as vazões e velocidades em cada tubo
distribuidor serão as seguintes, para 120 tubos distribuidores por reator, com quatro
alimentadores por reator:
Tabela 11.2: Velocidades nos tubos distribuidores em início de plano (2005).
Início de plano (ano 2.005) Vazão por tubo (L/s) Velocidade por tubo (m/s)
Vazão mínima = 0,064 m3/s 0,267 0,07
Vazão média = 0,104 m3/s 0,433 0,11
Vazão máxima = 0,167 m3/s 0,696 0,18
Em fim de plano, com quatro reatores UASB, as vazões e velocidades em cada tubo
distribuidor serão, para 120 tubos distribuidores por reator, com quatro alimentadores por
reator:
Tabela 11.3: Velocidades nos tubos distribuidores em fim de plano (2034).
Fim de plano (ano 2.034) Vazão por tubo (L/s) Velocidade por tubo (m/s)
Vazão mínima = 0,077 m3/s 0,160 0,04
Vazão média = 0,130 m3/s 0,271 0,07
Vazão máxima = 0,215 m3/s 0,448 0,12
As velocidades representadas nas tabelas 11.2 e 11.3 se mantém sempre abaixo de 0,2 m/s,
garantindo-se que não ocorrerá carreamento de oxigênio para os reatores UASB.
11.4. ESTIMATIVA DA EFICÁCIA DO REATOR UASB
As eficiências adotadas de remoção de DBO, DQO e sólidos suspensos nos reatores UASB
foram às mesmas declaradas no Plano Diretor de Esgotos Sanitários - PDES (2.003):
- DBO5: 68%
- DQO: 60%
- SS: 70%
Assim, as concentrações estimadas no efluente do UASB, com base nas conhecidas DBO5 e
DQO do esgoto bruto que passou nas grades, desarenador e calha Parshall, serão:
DBO5 no efluente = 310 mg/L x (1 – 0,68) = 99 mg/L
DQO no efluente = 620 mg/L x (1 – 0,60) = 248 mg/L
A concentração de SS no afluente aos reatores UASB é 328 mg/L. A concentração estimada
de SS, no efluente dos mesmos, será:
SS no efluente = 327 mg/L (1 – 0,70) = 98 mg/L
11.5. DIMENSIONAIS DA CÂMARA DE DECANTAÇÃO DOS UASB
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
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A câmara de decantação dos reatores UASB será dimensionada para a vazão média de
projeto. A ABNT 12209:2011 solicita um tempo de detenção hidráulica igual ou superior a
1,5 horas no compartimento de decantação para a vazão média.
Adotar-se-á um tempo de 1,8 horas de detenção na câmara de decantação para as condições
de início de plano (apenas dois reatores), explicitando-se qual será o tempo de detenção para
fim de plano, quando o tempo será maior.
Volume decantação 2005 = 0,104 m3/s •3.600 s/h •1,8h = 674 m3
Para fim de plano o tempo de detenção na câmara de decantação será:
TDH2034 = (674 m3)/(0,5•0,130m3/s •3.600s/h) = 2,88 h
A ABNT 12209:2011 solicita um tempo de detenção hidráulica igual ou superior a 1,5h no
compartimento de decantação para a vazão média, e superior à uma hora para a vazão
máxima.
Adotar-se-á 10 câmaras de captação de gases em cada reator, com as dimensões a seguir
especificadas:
- largura das câmaras = 1,50 m
- comprimento das câmaras = 20 m
- altura das câmaras = 0,875m
- lâmina d´água acima da cumeeira das câmaras de captação de gases = 0,35m
As 10 câmaras totalizarão a dimensão de 19 metros, que é o comprimento do reator UASB em
planta.
O volume real da câmara de decantação será:
V =20m•(0,35m•38m) + 20m•[(1,9m• 0,875m) – (0,75 • 0,875)•19 + (0,875)•(0,95)•(2)]
V = 266 m3 + 415m3 = 681 m3, ligeiramente acima dos 674 m3 propostos.
11.6. TAXAS DE APLICAÇÃO SUPERFICIAL NA CÂMARA DE DECANTAÇÃO
Tomando por base as vazões médias afluentes aos reatores, explicita-se a seguir as taxas de
aplicação superficial a cumprirem-se na câmara de decantação.
Tx média 2005 = 0,104 m3/s • 3.600 s/h / 760 m2 = 0,49 m/h (inf. a 1,5 m/h, OK)
Tx máxima 2005 = 0,167 m3/s • 3.600 s/h / 760 m2 = 0,83 m/h (OK, inf. a 1,2 m/h)
Tx média 2034 = 0,130 m3/s • 3.600 s/h / 2•760 m2 = 0,31 m/h (inferior a 1,5 m/h, OK)
Tx máxima 2034 = 0,215 m3/s • 3.600 s/h / 2•760 m2 = 0,51 m/h (OK, inf. a 1,2 m/h)
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▪ Tempos de detenção hidráulica (TDH) na câmara de decantação
Para as vazões médias afluentes aos reatores, explicita-se a seguir os tempos de detenção
hidráulica a cumprirem-se na câmara de decantação.
TDH p/ vazão média 2005 = 681 m3 / 0,104 m3/s = 1,82 h (Maior 1,5; OK)
TDH p/ vazão máxima 2005 = 681 m3 / 0,167 m3/s= 1,13 h (deveria ser menor que 1,2!)
TDH p/ vazão média 2034 = 2•681 m3 / 0,130 m3/s = 2,91 h (Maior 1,5:OK)
TDH p/ vazão máxima 2034 =2•681 m3 / 0,215 m3/s =1,76 h (Maior 1,2; OK)
▪ Aberturas para a câmara de decantação
Em cada reator UASB tem-se a seguinte área total (A), para as aberturas de ingresso à câmara
de decantação:
A = 10 câmaras de coleta de gases • 2 entradas/câmara • 0,32m•20m/entrada = 128 m2
Assim, a velocidade de fluxo através das aberturas de ingresso na câmara de decantação será,
para as condições de vazão média e máxima de início de plano (2 UASB) e fim de plano (4
UASB):
Vmédia 2005 = (0,104 m3/s • 3600 s/h) / (2x128 m2) = 1,46 m/h
Vmáxima 2005 = (0,167 m3/s • 3600 s/h) / (2x128 m2) = 2,35 m/h
Vmédia 2034 = (0,130 m3/s • 3600 s/h)/ (2x128 m2) = 1,83 m/h
Vmáxima 2034 = (0,215 m3/s • 3600 s/h) / (2x128 m2) = 3,02 m/h
11.7. DIMENSIONAMENTO DAS CANALETAS DE VERTEDORES DOS UASB
Cada reator UASB tem 4 linhas de canaletas de vertedores do efluente, cada linha com duas
canaletas que deságuam em calha de concreto armado engastada às paredes de menor
dimensão do reator, que tem 19 metros de comprimento. Cada uma das 8 canaletas de cada
reator escoará 10,4373 L/s (626,25 L/min), a considerar a situação de vazão máxima de início
de plano (167L/s), com dois reatores implantados.
Os dimensionais das canaletas serão ditados por dimensões que visem facilitar a sua
execução, adotando-se para tanto uma largura interna de 0,25m e uma altura de 0,25m,
incluindo nesta última dimensão os entalhes dos vertedores triangulares. Para facilidade
construtiva, devido à pequena vazão, as 8 canaletas terão declividade nula, e comprimento de
9,45m. As duas canaletas de cabeceiras adjacentes são independentes, para que o nivelamento
seja facilitado. O septo destina-se a garantir que haverá vazões iguais dirigidas às calhas de
concreto armado nas duas laterais dos UASB.
A tabela abaixo apresenta as vazões afluentes a cada reator UASB, considerando que em
início de plano ter-se-ão duas unidades, e quatro em fim de plano.
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138
Tabela 11.4: Vazões afluentes a cada reator UASB.
Vazão (L/s)
Média Máxima
Início de plano 52,00 83,50
Fim de plano 32,50 53,85
O número de vertedores nas canaletas será dado pela expressão:
N=P/d
Onde: N = número de vertedores por UASB
P = comprimento total de bordos de canaletas
d = dimensão entre eixos de dois vertedores adjacentes
Para d = 0,20m, ter-se-á o seguinte número de vertedores triangulares de 90o de abertura, nas
canaletas de cada UASB:
N = 2 x 4 x 18,90m / 0,20m = 1512, mas adotar-se-á 1504 que é múltiplo de dezesseis
(número de laterais de canaletas).
A vazão em cada um dos 1.504 vertedores será:
Tabela 11.5: Vazão por vertedor nas canaletas dos UASB e lâmina no vertedor.
Vazão (m3/s) Lâmina no vertedor (m)
Média Máxima Q med Q máx
Início de plano 6,915 x 10-5 11,104 x 10-5 0,0189 0,0229
Fim de plano 4,282 x 10-5 7,161 x 10-5 0,0156 0,0192
Para o comprimento efetivo de vertedor, que é a largura total das lâminas nos vertedores,
verificar-se-ão as seguintes taxas de escoamento para vazão média diária de 4.492,8 m3/dia
por reator em início de plano, e 2.808,0 m3/dia por reator em fim de plano:
Início de plano: (4.492,8 m3/dia) / (2 x 0,0189 m x 752) = 158,05 m3/m.dia.
Fim de Plano: (2.808,0 m3/dia) / (2 x 0,0189 m x 752) = 119,68 m3/m.dia.
11.8. DIMENSIONAMENTO DAS CALHAS DE SAÍDA DOS UASB
Cada reator UASB tem 4 linhas de canaletas de vertedores do efluente (canaletas azuis na
figura 11.10), cada linha com duas canaletas, que deságuam em calha de concreto armado
engastada à parede de menor comprimento do reator, que tem 19 metros. Estas calhas de
concreto armado convergem para pontos de saída do reator. Assim, cada calha de concreto
armado escoará, ao seu final, uma vazão igual a um 1/8 da vazão máxima afluente a cada
reator. A situação crítica ocorrerá para a situação de início de plano, com dois reatores
implantados recebendo uma vazão afluente máxima de 167 L/s. Assim cada um dos oito
trechos de calha escoará 20,875 L/s (1.252,5 L/min). Adotar-se-á 0,40 metros para a largura
interna deste elemento, dimensão que torna o trabalho de execução das mesmas perfeitamente
exequível. As calhas serão executadas com concreto estrutural, fundo horizontal, procedendo-
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
139
se a um enchimento de modo a que as calhas fiquem com uma declividade de fundo igual a
0,4%. No extremo inferior de cada tramo de calha adotar-se-á uma espessura de 1,5 cm para o
enchimento, o que leva a que na cabeceira da calha o enchimento tenha uma espessura de 5,5
cm (55mm).
Figura 11.10: Tubulações de PVC DN 40 que coletam o gás acumulado nas campânulas,
enviando-os para queima no flare. ETE do Laranjal, SANEP, Pelotas-RS.
11.9. CAMPÂNULAS DE GÁS
As campânulas para recolhimento do gás liberado pela digestão anaeróbia serão executadas
em lona de PVC reforçada com fibra de polyester (figura 11.7). Este material, adequado às
condições agressivas do meio, será fixado na posição prevista nas pranchas de detalhamento,
de modo a minimizar a utilização de estruturas de concreto armado internas ao reator, com
função de sustentação das campânulas de gás. Vigas e pilaretes de concreto armado,
costumeiramente adotados em obras do gênero, serão substituídos por tirantes de aço inox
encamisados por plástico, bem como por tirantes para as laterais da base e para o topo das
campânulas. O momento em que as lonas estarão mais vulneráveis a ruptura é durante o
processo de fixação ao interior dos reatores, e nos momentos seguintes, até a entrada em
operação do sistema.
As lonas devem atender as seguintes especificações técnicas, ou superá-las:
- Laminado de PVC 7005 – anti Wicking – 7x7 estrutura 1.100 dtex
- Tecido 100% poliéster de alta tenacidade
- Peso 700g+/-30g/m2
- Espessura: 0,50mm
- Resistência a tração 225kgf/5cm
- Resistência ao rasgo 64kgf/5cm
- Acabamento em solda eletrônica
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140
- Tiras triplas do mesmo material da lona, soldadas eletronicamente a cada 50 cm para
estiramento e fixação.
11.10. TUBOS COLETORES DE GÁS
O gás gerado nos reatores UASB será coletado pelas campânulas de gás e, através de
tubulações coletoras (tubos brancos de PVC, na figura 11.10), direcionado ao queimador de
gases ou flare, doravante denominado simplesmente de queimador. O material a ser adotado
para as tubulações de gás será o PVC Classe 20. A referida tubulação ficará aparente em seu
trajeto no interior dos reatores, devendo ser encamisada em tubo de aço de diâmetro comercial
imediatamente superior em trajeto externo enterrado, em 12.1seu desenvolvimento em direção
ao queimador. O encamisamento em aço será interrompido em pontos de inflexão, onde serão
executadas caixas de inspeção. Nos pontos em que os tubos de PVC classe 20
interseccionarem as paredes dos reatores acima da linha d’água, este cruzamento deverá
ocorrer pelo interior de tubo de PVC para esgoto classe 8, que será inserido nas formas antes
da concretagem da estrutura. A folga existente entre a parede externa do tubo de gás e o
encamisamento em PVC deverá ser preenchida com massa que assegure a estanqueidade.
A tubulação que conduz o gás para o queimador deve receber uma válvula de retenção, a ser
inserida próxima ao queimador.
11.11. PURGA E DESIDRATAÇÃO DO LODO DIGERIDO DOS UASB
As tubulações de purga de lodo, lançadas rente ao fundo dos reatores UASB, serão de ferro
fundido DN 200mm. As mesmas promoverão o direcionamento do lodo purgado em direção
aos leitos de secagem.
O excesso de lodo produzido nos reatores UASB, a ser encaminhado aos leitos de secagem
para redução de umidade, pode ser estimado como segue:
▪ SS = 16 g SS/habdia
▪ Carga de SS = 16 g SS/habdia x 60.947 hab x 10-3 kg/g = 975 kg/dia
▪ Volume = 0,32 L/habdia
▪ Volume de lodo por dia, início de plano = 0,32 L/habdia x 45.654 hab x 10-3 m3/L =
=15,6 m3/dia → (volumetria úmida)
▪ Volume de lodo por dia, fim de plano = 0,32 L/habdia x 60.947 hab x 1-3 m3/L =
=19,5 m3/dia → (volumetria úmida)
As purgas de lodo, que serão feitas periodicamente, terão início a partir do momento em que o
sistema estiver estabilizado, com acúmulo de lodo que já indique a necessidade de remoção.
Este momento será identificado pelo monitoramento do sistema de tratamento, ou mais
especificamente pela análise do lodo coletado nos amostradores dos reatores UASB.
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141
11.12. QUEIMADORES DE GASES
Será instalado um único queimador para a queima do bio-gás gerado pelos quatro reatores
UASB previstos para a ETE implantada para atender a situação de fim de plano.
11.13. SISTEMA DE PÁRA-RAIOS
Os reatores UASB e o queimador de gases devem ser eficazmente protegidos contra descargas
elétricas. Para tanto devem ser implantados os pára-raios. O detalhamento dos mesmos é
objeto do projeto elétrico da ETE.
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142
12. FILTRO BIOLÓGICO PERCOLADOR
12.1. DESCRIÇÃO DO PROCESSO
Filtro biológico é um sistema de tratamento bastante antigo, tendo sido introduzido na
Inglaterra no ano de 1893. A matéria orgânica percola por um meio poroso onde
microrganismos crescem aderidos. A medida que o líquido percola através das superfícies
sólidas, os microrganismos aderidos usam a matéria orgânica para o metabolismo e síntese
celular. O biofilme cresce em espessura até desprender-se da superfície. O material
desprendido é coletado em um decantador secundário.
A Figura 12.1 mostra um esquema de um filtro biológico. Constitui-se em um tanque,
geralmente cilíndrico, de altura H e diâmetro interno D, preenchido com um material inerte –
pedra ou plástico, no qual os microrganismos crescem. Efluente primário é distribuído sobre o
filtro através de aspersores localizados em braços giratórios. O líquido percola através dos
poros do filtro e é recolhido em um sistema de drenagem disposto no fundo do tanque.
Figura 12.1: Esquema de um filtro biológico.
O sistema é aeróbio, sendo o fluxo de ar suprido através de aberturas para ventilação e os
poros do meio suporte. A diferença de temperatura entre o interior do filtro e o meio externo
origina uma corrente natural de ar por convecção. Em algumas situações, é mais vantajoso
usar ventilação forçada para haver maior controle e confiabilidade no processo. Por exemplo,
é desejável que o fluxo de ar seja descendente uma vez que a maior demanda de oxigênio
ocorre próximo a superfície do filtro. Em condições naturais, entretanto, o fluxo será
ascendente quando a temperatura no interior do filtro for superior à temperatura externa ao
filtro.
Até a década de 1960, o meio suporte dos filtros era formado por pedras, com diâmetros entre
2,5 cm a 10 cm. O elevado peso específico das pedras limitava a altura do filtro ao máximo de
2,5 m. Plásticos foram desenvolvidos para uso como meio suporte em filtros, apresentando
algumas vantagens sobre pedras. Sendo menos denso, os filtros podem ser mais altos,
chegando a 12 m (biotorres). O material plástico apresenta também maior porosidade que a
pedra, permitindo o uso de maiores taxas de aplicação superficial. Os plásticos possuem,
Meio Suporte
Abertura para
ventilação Coletor da drenagem
Sistema de distribuição do esgoto
H
Abertura para
ventilação
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143
ainda, maior área específica do que as pedras. Assim, é possível construir filtros com meio
suporte de plástico que apresentam maiores áreas superficiais por unidade de volume que
filtros de pedra. Entretanto, os filtros de pedra ainda encontram aplicação devido ao seu
menor custo.
A dinâmica do processo é altamente complexa, com variações não somente ao longo da
profundidade, mas também dentro do próprio biofilme aderido ao material suporte. Os
microrganismos localizados no fundo do filtro recebem uma carga orgânica que é inferior aos
organismos no topo do filtro. Também, os organismos localizados na camada mais externa do
biofilme entram em contato direto com o líquido que percola entre os poros do meio,
encontrando a sua disposição níveis elevados de matéria orgânica e de oxigênio dissolvido.
Ao contrário, àqueles organismos localizados na base do biofilme estão limitados tanto na
alimentação como na disponibilidade de oxigênio, entrando em respiração endógena. Esta
limitação, juntamente com a taxa de aplicação superficial, controla o desprendimento do
biofilme do meio. A Figura 12.2 apresenta uma representação esquemática de uma seção
transversal de um biofilme aderido a um meio em um filtro biológico.
12.2. PARÂMETROS DE PROJETO E OPERACIONAIS
O projeto de filtros biológicos é guiado principalmente pela experiência e por testes em escala
piloto e de laboratório. As Tabelas 12.1 e 12.2 apresentam um resumo das características de
filtros biológicos. FB de baixa taxa alcança remoção de DBO entre 80% – 90%, apenas um
pouco menor do que o processo de lodos ativados. Entretanto, a baixa taxa de aplicação de
DBO resulta em um volume cerca de 5 a 8 vezes maior do que o de um reator de lodos
ativados. Filtros de baixa taxa limitam-se a uma população em torno de 20.000 habitantes
(Tchobanoglous e Schroeder, 1985).
A figura 12.2 apresenta o biofilme fixado no meio suporte, o fluxo descensional de esgoto, e
as trocas entre o biofilme, a atmosfera e o esgoto.
Figura 12.2: Representação da seção transversal de um biofilme em filtro biológico.
Uma das falhas operacionais mais comuns em filtros de baixa taxa é a formação de poças. Isto
se deve ao crescimento rápido de biomassa que acaba entupindo os poros do meio. Este
problema limita a taxa de aplicação de DBO, uma vez que esta controla o crescimento de
Bio
film
e
Fluxo de
Esgoto
O2
CO2
Ar
Matéria orgânica
Produtos finais
Meio suporte
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144
biomassa. Nos sistemas intermediários e de alta-taxa, o efluente tratado é recirculado para o
filtro. A maior taxa de aplicação superficial produz uma tensão de cisalhamento que força o
material desprendido a conduzir-se ao sistema de drenagem. Desta maneira, pode-se aumentar
a taxa de aplicação de DBO. A eficiência do processo, entretanto, é reduzida. O uso de
material plástico permite elevar ainda mais a taxa de aplicação de DBO sem o risco de
formação de poças. Isto se deve a maior porosidade do material plástico, o qual permite
também que mais oxigênio seja disponibilizado aos microrganismos. Isto possibilita a
formação de biofilmes mais espessos. A Figura 12.3 apresenta uma configuração típica de
um sistema de filtro biológico com recirculação.
Figura 12.3: Exemplos de configurações de filtros biológicos.
Recirculação
D. P. D. S. FB
D. P. FB 1 FB 2
D. S.
Recirculação
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Tabela 12.1: Parâmetros de projeto e operacionais de filtros biológicos (Fonte: Nazaroff e Alvarez-Cohen, 2001).
Parâmetro Baixa Taxa Intermediária Alta Taxa Super-Alta Taxa Meio Pedra Pedra Pedra Plástico
Área superficial específica (m2/m3) 40 – 70 40 – 70 40 - 70 80 – 200
Porosidade (m3/m3) 0,40 – 0,60 0,40 – 0,60 0,40 – 0,60 0,90 – 0,97
Densidade do meioa (kg/m3) 800 – 1500 800 – 1500 800 - 1500 30 – 100
Taxa de aplicação hidráulica (m3/m2.dia) 0,5 – 3,0 3 – 10 8 - 40 10 – 70
Taxa de aplicação de DBO (kg/m3.dia) 0,1 – 0,4 0,2 – 0,5 0,5 – 1,0 0,5 – 1,5
Profundidade (m) 1,0 – 2,5 1,0– 2,5 1,0 – 2,5 3 – 12
Taxa de recirculação r 0 0 – 1 1 - 2 1 - 2
Eficiência de remoção de DBO5 (%) 80 – 90 50 – 70 65 - 85 65 - 80
Tabela 12.2: Classificação de filtros biológicos (Fonte: Metcalf & Eddy, 2003)
Característica Baixa Taxa Taxa Intermediária Alta Taxa Alta Taxa Grosseiro
Tipo de meio Pedra Pedra Pedra Plástico Pedra / plástico
Taxa de aplicação
hidráulica (m3/m2dia)
1 – 4 4 – 10 10 – 40 10 – 75 40 – 200
Taxa de aplicação orgânica
(kg DBO/ m3dia
0,07 – 0,22 0,24 – 0,48 0,4 – 2,4 0,6 – 3,2 > 1,5
Taxa de recirculação 0 0 – 1 1 – 2 1 – 2 0 – 2
Moscas de filtro Muitas Variado Poucas Poucas Poucas
Desprendimento de
biofilme
Intermitente Intermitente Contínua Contínua Contínua
Profundidade
(m)
1,8 – 2,4 1,8 – 2,4 1,8 – 2,4 3,0 – 12,2 0,9 – 6,0
Eficiência de remoção
DBO (%)
80 – 90 50 – 80 50 – 90 60 – 90 40 – 70
Qualidade efluente Bem nitrificado Alguma nitrificação Sem nitrificação Sem nitrificação Sem nitrificação
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12.3. DESCRIÇÃO MATEMÁTICA DO PROCESSO
12.3.1 Meio Suporte de Plástico
A descrição matemática do processo foi desenvolvida para filtros biológicos com meio
suporte de plástico. Considera-se que a taxa de remoção de substrato no filtro segue uma
cinética de primeira ordem (Equação 12.1).
Skdt
dS−= ' (Eq. 12.1)
Sendo: S = concentração de DBO no tempo t,
k’ = constante da reação
A integração da Equação 1 resulta em:
=
=
=
=
−=tt
0t
eSS
SoS
dt'kS
dS→ t'k
S
Sln
o
e −= (Eq. 12.2)
t'k
o
e eS
S −= (Eq. 12.3)
Sendo: So = concentração de DBO afluente ao filtro.
O tempo de contato nominal no filtro depende da profundidade do filtro e da taxa da aplicação
superficial.
q
H
AQ
H
Q
HA
Q
Vt
ooo
==
== (Eq. 12.4)
Sendo: H = altura do meio suporte (L)
q = taxa de aplicação hidráulica (L3/L2T), sem incluir a recirculação.
Qo = vazão afluente ao filtro (L3/T)
A = área superficial (L2)
O fluxo através do filtro é tortuoso e depende da geometria do filtro e das características do
meio suporte. O tempo de contato real é calculado por uma forma modificada da Equação
12.4:
nn
o q
HC
)AQ(
HCt
=
= (Eq. 12.5)
Sendo: C = constante para o tipo de meio suporte usado (adimensional)
n = constante hidráulica para o meio suporte usado (adimensional)
Substituindo-se a Equação 12.5 na 12.3, tem-se:
−=
noo
e
)AQ(
HC'kexp
S
S (Eq. 12.6)
Fazendo-se k’C = k e q = Q/A, resulta:
−=
no
e
q
Hkexp
S
S (Eq. 12.7)
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Sendo k = coeficiente de tratabilidade e meio suporte. As unidades de k dependem do valor de
n. Quando n for igual a 0,5 e a vazão for dada em L/s, as unidades de k serão (L/s)0,5/m2.
O valor de n é normalmente assumido como sendo 0,5. O valor de k é calculado em ensaios
de laboratório realizado com diversos valores de DBO de entrada e saída e assumindo-se n =
0,5. A constante k é calculada para a temperatura de 20°C, devendo ser corrigida para a
temperatura de operação através da Equação 12.8.
20T035,1)20(k)T(k −= (Eq. 12.8)
A Tabela 12.3 apresenta valores de k para diversos tipos de águas residuárias. Estes valores
foram calculados para filtros de plástico de altura de 6,10 m e concentrações de DBO
afluentes ao filtro de 150 mg/L. Os valores de k devem ser corrigidos para alturas e
concentrações de DBO diferentes de 6,10 m e 150 mg/L, respectivamente, através da Eq.12.9.
5,0
2
1
5,0
2
112
S
S
H
Hkk
= (Eq. 12.9)
Sendo:
k2 = valor corrigido de k para a prof. específica do meio filtrante e concentração de DBO;
k1 = valor de k à prof. de 6,10 m e concentração de DBO afluente ao filtro de 150 mg/L;
S1 = 150 mg DBO/L;
S2 = concentração de DBO de operação (mg/L);
H1 = profundidade de 6,1 m;
H2 = profundidade real do meio filtrante (m).
Tabela 12.3: Valores de k para diferentes águas residuárias
(Fonte: Metcalf & Eddy, 2003).
Tipo de água residuária k [(L/s)0,5/m2]
Doméstico 0,210
Frutas enlatadas 0,181
Celulose 0,108
Frigorífico 0,216
Farmacêutica 0,221
Processamento de batata 0,351
Refinaria 0,059
Açúcar 0,165
Laticínios 0,170
Têxtil 0,107
O número de rotações dos braços giratórios é dado pela Equação 12.10.
( )
hmin/60DRA
m/mm10qr1n
3
+= (Eq. 12.10)
Sendo: q = taxa de aplicação hidráulica do afluente, m3/m2h;
r = taxa de reciclo (mínimo de 0,5 L/s.m2);
A = número de braços distribuidores;
DR = taxa de dosagem, mm de liquido por passagem do braço distribuidor
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A dose operacional, ou taxa de aplicação da água residual no filtro é função da carga orgânica
volumétrica (kg DBO/m3d), como se apresenta na Tabela 12.4.
Tabela 12.4: Taxa de dosagem em função da carga orgânica.
Carga orgânica
(kg/m3d)
Dose de operação
(mm/passagem)
Dose de limpeza
(mm/passagem)
0,25 10 – 30 200
0,50 15 – 45 200
1,00 30 – 90 300
2,00 40 – 120 400
3,00 60 – 180 600
4,00 80 – 240 800
Observação: Efeito da recirculação na qualidade do efluente do filtro biológico com meio
suporte de plástico
Considere um filtro (Figura 12.4) com taxa de recirculação r, vazão do efluente primário Q0,
e concentrações de DBO nos efluentes primário e do FB iguais a S0 e Se, respectivamente.
Quais serão a vazão Qi e concentração de DBO Si afluentes ao filtro?
Figura 12.4: Esquema de FB com recirculação.
O balanço de massa para carga de DBO afluente ao filtro é representado pela Equação
(12.11).
irer SQQSQSQ +=+ )( 000 (Eq. 12.11)
r
eri
SQSQS
+
+=
0
00 (Eq. 12.12)
Dividindo-se todos os fatores da Equação 12.12 por Q0,
00
000
00 1)(
Q
Q
Q
SQ
Q
SQS
r
eri
+
+= (Eq. 12.13)
r
SrSS e
i+
+=
1
0 (Eq. 12.14)
)1(0000 rQQrQQQQ ri +=+=+=
)1(0 rQQi += (Eq. 12.15)
FB
r, Qr, Se
Q0, S0
Qi, Si
Q0, Se
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Pode-se demonstrar que a relação Se/Si é maior do que Se/So, isto é, a eficiência do processo
diminui com a recirculação:
→
→→
no
ni
n
o
n
i0i0i
)AQ(
1Hk
)AQ(
1Hk
A
Q
A
Q
A
Q
A
QQQ
−
−→
−
−→
nn
i
nn
i AQ
Hk
AQ
Hk
AQ
Hk
AQ
Hk
)(exp
)(exp
)()( 00
→
0S
S
S
S e
i
e . Como 000 )()(, = rerei SSSS
12.3.2. Meio Suporte de Pedra
Para filtros biológicos com meio suporte de pedra, utilizam-se os resultados de um estudo
realizado por National Research Council, USA, em 34 plantas tratando esgotos domésticos
em filtros biológicos. As Equações 12.16 e 12.17 relacionam eficiência de filtro biológico
com carga de DBO aplicada, volume do meio suporte e taxa de recirculação.
▪ Filtro único ou 1º estágio:
FV
WE
+
=1
1
4432,01
100 (Eq. 12.16)
▪ Segundo filtro em série ou 2º estágio:
FV
W
E
E
−+
=2
1
2
1
4432,01
100 (Eq. 12.17)
Sendo:
E1, E2 = eficiência percentual dos FB 1 e 2 (na Eq.12.17, E1 é dado como fração, não
como %);
V1, V2 = volumes do meio suporte dos FB 1 e 2 [m3];
F = fator de recirculação (adimensional);
W1, W2 = carga orgânica aplicada aos FB 1 e 2 (não entra a recirculação),
(kg DBO/dia)
2
101
1
+
+=
r
rF (Eq. 12.18)
Sendo r = taxa de recirculação; o fator F representa o número de vezes que a matéria orgânica
passa pelo filtro biológico.
Ao contrário do filtro com meio suporte de plástico, a recirculação melhora a qualidade do
efluente em filtros de pedra. Isto pode ser observado pela Equação 12.18. Contudo, o termo
r/10 indica que os benefícios da recirculação decrescem à medida que aumenta o número de
passagens da matéria orgânica pelo filtro.
A Equação 12.17 aplica-se para o caso de existir um segundo filtro em sequência ao filtro 1.
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150
12.3.3. Nitrificação
A nitrificação ocorre em filtros biológicos somente para baixas cargas de aplicação orgânica.
Por exemplo, de acordo com U.S. EPA (U.S. 1995 apud Metcalf & Eddy, 2003), para que
ocorra 90% de nitrificação, a carga orgânica deve ser menor que 0,08 kg DBO/m3.dia, o que
se enquadraria no limite inferior dos filtros de baixa taxa. Para uma carga de 0,22 DBO/m3.dia
(limite superior de filtros de baixa carga), a remoção de amônia por nitrificação atingiria 50%.
Uma alternativa para a nitrificação em filtros biológicos é a implantação de um filtro após a
remoção da matéria orgânica carbonácea, para valores de DBO menores que 10 mg/L. Neste
caso, as bactérias autotróficas poderiam se desenvolver no biofilme e realizar a nitrificação.
12.4. ESTUDO DE CASO - FILTROS BIOLÓGICOS DA ETE ANGLO
Os filtros biológicos podem ser inseridos em uma linha de tratamento de esgotos, segundo
diversas alternativas, como por exemplo:
- Desarenação; decantação primária, filtro biológico, banhados construídos;
- Desarenação, decantação primária, reator UASB, filtro biológico, banhados construídos.
Neste estudo de caso, o efluente dos reatores UASB considerados no Capítulo 11 (Esgotos
Tratam. Anaeróbio UASB), será encaminhado para tratamento secundário em filtros
biológicos. Abaixo, a tabela que foi trazida do Capítulo 11, referente às vazões afluentes à
ETE, que serão as vazões afluentes também aos filtros biológicos.
Tabela 12.1: Vazões de esgotos de início e final de plano – ETE Anglo Etapa Vazão (L/s)
Mínima Média Máxima
Início 64 104 167
Fim 77 130 215
Aprecie o lay-out da ETE Anglo, tal como foi proposto à Contratante.
Cabe destacar que para o conjunto formado por reatores UASB seguido de filtros aeróbios é
reconhecido por todos os autores como um tratamento secundário. Vale ressaltar que alguns
autores classificam as lagoas anaeróbias ou reatores anaeróbios (UASB), quando isolados,
como tratamento secundário.
Que fique claro para você: o dimensionamento que será apresentado neste item 12.4,
apresentando passo a passo o roteiro de cálculo vinculado à NBR-12.209/2011, está
admitindo para o caudal de entrada ao filtro biológico, a vazão efluente dos reatores UASB,
que foram abordados no Capítulo 10.
A ETE ANGLO terá duas unidades de filtros biológicos de alta taxa em paralelo, sendo cada
uma dimensionada para atendimento de metade da vazão média afluente total de fim de plano
(130 L/s). Proceder-se-á a verificação do rendimento início de plano, com vazão média
afluente total de (104 L/s) direcionada a apenas um filtro, posto que em uma primeira etapa
implantar-se-á o desarenador, dois reatores UASB, um filtro, um decantador secundário. No
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
151
tocante à verificação do perfil hidráulico, adotar-se-á a vazão máxima de início de plano (167
L/s), quando apenas um filtro estará implantado.
O afluente será aplicado à superfície do leito dos filtros biológicos mediante emprego de
quatro braços distribuidores, montados na tradicional forma em cruz, apoiados em coluna
central de concreto armado (Figura 12.5). A continuidade do movimento dos braços
distribuidores poderia ser garantida por simples pressão hidrostática, bastando adotar um
desnível de pelo menos 1,00 metro a mais em relação ao desnível efetivamente adotado.
Optou-se por adotar motor central para promover uma distribuição uniforme do afluente aos
filtros. Assim, garante-se uma maior flexibilidade operacional, podendo-se otimizar o
rendimento da unidade com relação a remoção de matéria orgânica, bem como um controle
mais efetivo de vetores como a psychoda. A adoção do motor para o filtro, além de reduzir a
altura manométrica do sistema elevatório da EBE Tamandaré em pelo menos 1,00 m, evita
proliferação excessiva de vetores em momentos de vazões baixas afluentes à ETE.
O efluente do UASB será encaminhado para tratamento secundário no filtro biológico. Para o
dimensionamento dos filtros foi adotada uma carga orgânica de 0,9 kg DBO/m3.dia.
A figura 12.6 apresenta o filtro biológico da ETE do balneário Laranjal, do SANEP, em
Pelotas-RS. O mesmo tem apenas uma linha de braços distribuidores, diferentemente do que
está sendo considerado neste capítulo, que terá dois braços distribuidores em cruz.
Figura 12.5: tipo de braços distribuidores a adotar para os filtros biológicos.
Fonte: Internet, www.dbsmfg.com (há fornecedores nacionais para o equipamento)
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
152
Figura 12.6: filtro biológico da ETE Laranjal, do SANEP, em Pelotas-RS.
Os períodos de inundação dos filtros devem ser programados para que o processo de
esvaziamento dos mesmos seja feito em momentos de vazões circulantes baixas, de forma
controlada. Assim, a vazão efluente destas unidades, direcionada ao decantador secundário,
não superará as vazões máximas consideradas no dimensionamento do decantador. Caso isto
viesse a se verificar, o decantador teria seu rendimento sensivelmente prejudicado.
▪ Dimensionais dos filtros
O volume total dos filtros biológicos será, para a vazão média afluente à ETE para fim de
plano, segundo o item 6.5.1.1 da ABNT NBR 12209:2011 (a versão da norma do ano 1992
adotava o mesmo critério):
36
3236.110
400.86
9,0
99130m
mg
kg
dia
s
diamkg
LmgsLV =
= −
A área superficial total de filtração será, para uma altura útil de 2,00 metros (para leito de
pedras, a altura limite é de 3,0 metros, pela ABNT NBR 12209:2011).
2
3
6180,2
236.1m
m
m
H
VA ===
Serão adotados dois filtros biológicos, cada um com 309 m2 de área. O diâmetro de cada filtro
biológico será:
mmmA
D 208,1930944
2
→=
=
=
Assim, cada filtro terá diâmetro de 20 m, área superficial de 314 m2 e volume de 628 m3.
▪ Verificação da taxa de aplicação superficial
A taxa de aplicação superficial nos filtros de pedra deveria situar-se entre 10 e 60 m3/m2.dia
em base a vazão média, admitindo-se até 60 m3/m2.dia para a vazão máxima, pela norma do
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
153
ano 1992. Atualmente, pela ABNT NBR 12209:2011 (item 6.5.1.6.b), a taxa superficial não
deve exceder a 50 m3/m2.dia, incluindo-se a vazão de recirculação. Este critério é satisfeito,
como a seguir é verificado para a vazão média de início de plano, com apenas um filtro, e
para a vazão média de fim de plano, quando duas unidades já estarão implantadas.
Verificação da taxa de aplicação hidráulica com os quatro ramos dos braços hidráulicos
operando, e considerando um FB em 2005 e dois FB em 2034:
diam
m
dia
s
L
m
m
sL
A
QS
=== −
2
333
220056,28400.8610
314
104
diam
m
dia
s
L
m
m
sL
A
QS
=== −
2
333
22034 2,18400.8610618
130
As taxas de aplicação hidráulica acima verificadas situam-se abaixo do valor máximo
admissível, que é de 50 m3/m2.dia.
Para a situação operacional normal, ou seja, quando o filtro não estiver com o meio saturado
de água por fechamento do stop-log do canal de saída, a velocidade de giro do braço do filtro
deve ser proporcional ao fluxo momentâneo que estiver ocorrendo. Isto será assegurado por
motor de acionamento do braço do filtro, controlado por inversor de frequência, o que será
contemplado no projeto elétrico e no projeto mecânico. Cabe destacar que o último é
elaborado pelo fabricante do equipamento.
Pode-se afirmar que, por vezes, problemas operacionais nos filtros biológicos exigirão
providências dos responsáveis pela operação da ETE. Um destes problemas será o excessivo
crescimento do filme biológico no leito do filtro. O ideal será atuar de forma não apenas
corretiva, mas também preventiva, posto que este fenômeno pode causar entupimentos em
setores do filtro, levando a acumulação de água nos vazios da brita, e consequentemente
favorecendo a proliferação de vetores.
Uma providência contra o excessivo crescimento do biofilme é promover um aumento da
carga hidráulica no filtro como um todo, ou seja, fazer com que a vazão nos furos dos braços
distribuidores seja incrementada através de recirculação. No caso específico da ETE ANGLO
a recirculação não será adotada, devido ao terreno plano, que limita o desnível entre as
unidades de tratamento, a fim de que o desarenador não fique demasiadamente elevado.
Assim, promover-se-á um aumento de carga hidráulica por setores dos filtros biológicos. A
forma de fazê-lo será, em momentos de vazão mais elevada, fazer com que a velocidade
angular do braço distribuidor não seja estabelecida pelo inversor de frequência, mas passe a
ser uma velocidade tão baixa quanto desejável. Este procedimento descarregará uma maior
vazão na zona do filtro que estiver sendo aspergida a cada instante. Esta velocidade angular
baixa deve ser mantida durante vários giros completos do braço distribuidor, de forma que o
filtro vá recebendo a sobrecarga hidráulica gerada, ainda que esta não seja uniforme. Esta
providência deve arrastar biofilme diminuindo a colmatação.
Cabe destacar que a baixa velocidade angular do braço não deve ser adotada somente em caso
de colmatação já manifestada, mas sim em caráter preventivo. Se um filtro se encontra
excessivamente colmatado, a água aspergida poderá contornar a uma zona já praticamente
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
154
sem circulação de líquido, promovendo apenas a remoção de biofilme em locais do leito que
ainda não apresentam colmatação, ou seja, o escoamento dar-se-ia através de indesejáveis
caminhos preferenciais, em torno de zonas já totalmente colmatadas.
O projeto executivo do equipamento mecânico dos filtros será, como de praxe, elaborado pela
empresa fornecedora do equipamento que vier a ser contratada. O referido projeto executivo
deverá ser submetido à apreciação e aprovação da CONTRATANTE.
▪ Verificação da carga orgânica volumétrica
A carga de DBO aplicada ao único filtro biológico implantado na primeira etapa será:
dia
DBOkg
dia
s
mg
kg
L
mg
s
LSQW 56
02005 890400.861099104. === −
A carga de DBO aplicada a cada um dos dois filtros biológicos implantados em fim de plano
será:
dia
DBOkg
dia
s
mg
kg
L
mg
s
LSQW 56
02005 556400.8610992
130. === −
Gonçalves et al. (2001) citam que filtros biológicos, implantados à jusante de reatores UASB,
normalmente não necessitam de recirculação. Apresentam como exemplo a ETE Caçadores
construída pela Companhia de Saneamento do Paraná – SANEPAR. Esta ETE, com
capacidade para 140 L/s, possui reator anaeróbio seguido de filtro biológico operando sem
recirculação. A DBO no efluente final da ETE situa-se normalmente abaixo de 30 mg/L.
Desta forma, prevê-se que os filtros biológicos da ETE ANGLO operarão sem recirculação.
Se durante a operação do filtro, observar-se crescimento excessivo de biomassa a ponto de
entupir os vazios do meio suporte, haverá a possibilidade de promover recirculação através de
uma bomba a ser implantada na caixa coletora de clarificado do decantador secundário.
Adotar-se-á apenas uma bomba para recirculação de efluente final para o filtro, dispensando
unidade reserva. Isto porque, uma eventual pane neste equipamento não compromete o
sistema de tratamento, que poderá operar sem recirculação até que a bomba seja consertada.
A carga orgânica volumétrica (COV) nos filtros deverá apresentar-se entre 0,5 e 1,0 kg
DBO5/m3 (Gonçalves et al., 2001). Mas a ABNT NBR 12209:2011, no item 6.5.1.6.b refere
que nos FB de alta taxa a mesma não deve exceder a 1,2 kg DBO5/ m3.dia.
COV2005 = 890 kg DBO/dia / 628 m3 = 1,42 kg DBO5/ m3.dia
COV2034 = 556 kg DBO/dia / 628 m3 = 0,88 kg DBO5/ m3.dia
Observa-se que a COV é satisfeita para as condições de fim de plano (ano 2034), sendo
excedida para as condições de início de plano (ano 2005).
O monitoramento da ETE ANGLO, uma vez implantada, fornecerá dados de DBO afluente
reais, podendo a própria CONTRATANTE verificar se a COV estará ou não sendo excedida.
Se isto ocorrer, será recomendável que a implantação da segunda linha de tratamento seja
estabelecida como prioridade, dentro do plano de implantação de estações de tratamento de
esgotos.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
155
▪ Eficiência dos filtros
A eficiência da filtração biológica é calculada de acordo com a Equação 12.19 (Jordão e
Pessoa, 1995).
FV
WE
+
=
4432,01
100 (Eq. 12.19)
Sendo:
E = eficiência (%);
w = carga orgânica aplicada (kg/dia);
V = volume do meio suporte (m3);
F = fator de recirculação (Equação 12.20)
2)
101(
1
r
rF
+
+= (Eq. 12.20)
Aplicando-se a Equação 12.19 para as condições de início e fim de plano, tem-se:
F = 1 (sem recirculação)
%65
0,1628
8904432,01
100
3
2005 =
+
=
m
diakgE laçãosemrecircu
%70
0,1628
5564432,01
100
3
2034 =
+
=
m
diakgE laçãosemrecircu
De acordo com a Equação 12.19, a recirculação resulta em um aumento da eficiência do
processo uma vez que o valor de F fica maior.
As cargas de DBO removidas diariamente, em início e fim de plano, serão:
Carga DBO5rem início de plano = 0,65 x 890 kg DBO5/dia = 578,5 kg DBO5rem/dia
Carga DBO5rem fim de plano = 0,70 x 1.112 kg DBO5/dia = 778,4 kg DBO5rem/dia
Para as condições de início e fim de plano, a DBO5 efluente do filtro biológico seguido de
decantador secundário será:
DBO Efluente filtro 2005 = 99 x (1 – 0,65) = 35 mg/L (= 35 mg DBO5/L, padrão FEPAM) (OK)
DBO Efluente filtro 2034 = 99 x (1 – 0,70) = 30 mg/L (< 35 mgDBO5/L, padrão FEPAM) (OK)
A eficiência global do sistema reator UASB seguido de filtro biológico e decantador
secundário, com relação à DBO5, será:
%89100310
353102005 =
−=Eficiência
%90100310
303102034 =
−=Eficiência
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
156
Para o leito do filtro adotar-se-á brita 4. Após o descenso pela brita, o efluente escoará por
sistema de drenagem de fundo que direciona o percolado a um canal de saída, a partir do qual
o efluente vai para o decantador secundário.
▪ Produção de lodo
A produção de lodo nos dois filtros biológicos é estimada através da Equação 12.21.
Plodo = YDBOrem (Eq. 12.21)
Sendo:
Plodo = produção diária estimada de lodo (kg SST/dia);
Y = coeficiente de produção celular (kg SST/kg DBO removida);
DBOrem = carga diária de DBO removida (kg/dia);
SST = sólidos suspensos totais
Adotando-se o valor do coeficiente de produção celular sugerido por Gonçalves et al., (2001),
0,75 mg SST/mg DBO removida, a produção diária de SST nos dois filtros, para a situação de
fim de plano, será:
Plodo = 0,75 mg SST/mg DBOrem x (0,70778,4 kg DBOrem/dia) = 409 kg SST/dia
Sendo 0,70 a fração da carga de DBO que é removida por dia.
Se a fração de sólidos suspensos voláteis para sólidos suspensos totais for 0,75, a produção
diária de sólidos voláteis será 0,75 x 409 = 307 kg SSV/dia.
A vazão de lodos (ou volume diário de lodos), a ser direcionado por recalque aos reatores
UASB é calculado pela Equação 12.22.
SL
lodoL
f
PV
=
(Eq. 12.22)
Sendo:
VL = volume diário de lodo (m3/dia);
L = densidade do lodo (kg/m3);
fS= fração de sólidos suspensos totais no lodo (adimensional)
Conforme estimativa anterior, a produção de lodo total estimada nos dois filtros biológicos é
de 778,4 kg/dia. Admitindo-se que a densidade e o teor de sólidos do lodo do decantador
secundário sejam, respectivamente, 1.020 kg/m3 e 1%, o volume diário de lodo por reator
deverá ser:
dia
m
mkg
diakgVL
3
33,76
01,01020
4,778=
= de lodo a purgar, no total dos 2 decantadores
A produção total de lodo para fim de plano será então de 76,3 m3/dia, a serem direcionados
para os reatores UASB.
▪ Verificação do canal de drenagem de fundo dos filtros
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
157
O efluente clarificado será coletado em um canal retangular operando em condições de
descarga livre. A largura adotada será a mínima recomendada por Crespo (2004), 0,40 m. A
declividade no canal será de 0,2%. Neste caso, as incógnitas a conhecer serão: (a) altura ho,
que corresponde a profundidade da lâmina de água no ponto mais alto do fundo do canal; (b)
altura hc, a altura crítica de escoamento no canal, que corresponde a profundidade do nível de
água no ponto mais baixo do fundo da canal. As respectivas equações são:
Profundidade crítica: 32
2
cbg
Qh
= (Eq. 12.23)
Profundidade no ponto mais alto: li3
2
3
lih)h(2h
2
c2
co −
−+= (Eq. 12.24)
(válida para descarga livre)
Sendo:
b = largura do canal central (m);
i = declividade do fundo do canal (m/m);
l = comprimento do canal (m);
Q = vazão de dimensionamento do canal, igual a metade da vazão afluente ao
decantador.
Para a ETE Anglo, a vazão de dimensionamento do canal será a vazão máxima de primeira
etapa, que escoará no único filtro implantado em início de plano:
Q = 0,167 L/s
A vazão de 0,167 m3/s corresponde a vazão máxima de início de plano. Para fim de plano, a
vazão máxima será 0,215 m3/s, mas haverá dois decantadores, cada qual recebendo 0,1075
m3/s.
O perímetro do canal de coleta, calculado em seu eixo, é:
)2/b2D('DP −== (Eq. 12.25)
Sendo:
b = largura do canal = 0,40 m;
D = diâmetro do decantador
O perímetro do decantador secundário será dividido em dois canais, cada um com extensão
igual ao perímetro dividido por dois.
m79,302
57,61
2
)2/m40,02m0,20(
2
Pl ==
−==
O comprimento do canal central de coleta é:
20 m - 2 (0,40m) = 19,20m
As profundidades hc e ho são calculadas substituindo-se os respectivos valores nas Equações
(12.23) e (12.24).
msm
smhc 1768,0
40,081,9
)167,0(3
22
23
=
= (lâmina na cabeceira do canal)
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
158
)min(2734,0
20,19002,03
2
3
20,19002,01768,0)1768,0(2
2
2
afimcanalLâm
mm
mmmmmmho
=
=−
−+=
Cotas:
▪ Cota do canal efluente, sem enchimento: 0,00 m (admitido por hora)
▪ Cota do ponto mais baixo do canal efluente, com enchimento: 0,01 m
▪ Altura do nível d’água no ponto mais baixo do canal efluente: 0,27 m
▪ Cota do nível d’água no ponto mais baixo do canal efluente: 0,01 m + 0,27 m = 0,28m
▪ Cota do ponto mais alto do canal efluente, com enchimento:
Cota = 0,01 m + 0,002 m/m 19,0 m = 0,05 m → 0,05 m
▪ Altura do nível d’água no ponto mais alto do canal efluente: 0,27 m
▪ Cota do nível d’água no ponto mais alto do canal efluente: 0,07 m + 0,27 m = 0,34=
0,30m
O canal efluente terá largura de 0,40 m, altura interna de 0,40 m e altura externa de 0,50 m.
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
JORDÃO, E.P.; PESSÔA, C.A. Tratamento de esgotos domésticos. 6ª ed. Rio de Janeiro:
ABES, 2011.
METCALF & EDDY. Wastewater engineering: treatment and reuse. 4th ed. Boston:
McGraw-Hill, 2003.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
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13. DECANTADOR SECUNDÁRIO DA ETE ANGLO
O efluente dos reatores UASB considerados no Cap. 11 (Esgotos Tratam. Anaeróbio UASB),
após passagem pelos filtros biológicos (Cap. 12), será encaminhado para os decantadores
secundários. Estas unidades destinam-se a reter o material que em situações normais de
operação se desprende do biofilme dos filtros. Em determinadas situações, o desprendimento
do biofilme pode ocorrer de forma acentuada. Periodicamente promovem-se purgas do lodo
do decantador secundário, direcionando o lodo purgado para a entrada do UASB, mais
especificamente na saída do desarenador.
Abaixo, a tabela que já foi considerada nos Capítulos 11 e 12, referente às vazões afluentes a
ETE.
Tabela 13.1: Vazões de esgotos de início e final de plano – ETE Anglo
Etapa Vazão (L/s)
Mínima Média Máxima
Início 64 104 167
Fim 77 130 215
13.1. Dimensões
O decantador secundário do filtro biológico tem a função de produzir um efluente clarificado.
De acordo com Mecalf & Eddy (2003), a prática recomendada é projetar o decantador
utilizando os mesmos critérios adotados para dimensionamento de decantador para o processo
de lodos ativados no que se refere à taxa de aplicação hidráulica e profundidade. Sugere-se a
adoção de uma profundidade mínima de 3,5 m e que o diâmetro do decantador não exceda a
10 vezes sua profundidade.
Adotando-se a profundidade de 3,5 m, a taxa de aplicação hidráulica recomendada é 1,0 m/h
(24 m3/m2dia) para a vazão média e 2,0 m/h (48 m3/m2dia) para a vazão máxima. A área de
clarificação requerida é calculada de acordo com a equação 13.1:
A = Q / TAH (Eq. 13.1)
sendo:
A = área da seção transversal do decantador (m2);
Q = vazão (m3/h);
TAH = taxa de aplicação hidráulica (m3/m2dia)
As áreas requeridas, para as vazões média e máxima são:
▪ Vazão média: 2
23
33
m4,374diamm24
dias86400Lm10sL104A =
=
−
▪ Vazão máxima: 2
23
33
m6,300diamm48
dias86400Lm10sL167A =
=
−
O requerimento de área da vazão média é superior ao da máxima. O diâmetro do decantador
será:
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
160
m8,21m4,3744A4
D2
=
=
= → adotado 20,0 m
Ao final de plano estarão implantados dois decantadores secundários de 20 m de diâmetro e
altura de 3,5 m.
Verificação das taxas de aplicação hidráulica:
Início de plano:
▪ Vazão média: diam
m6,28
4/)m20(
dias86400Lm10sL104TAH
2
3
2
33
=
=
−
▪ Vazão máxima: diam
m
m
diasLmsLTAH
=
=
−
2
3
2
33
9,454/)20(
8640010167
Fim de plano:
▪ Vazão média: diam
m
m
diasLmsLTAH
=
=
−
2
3
2
33
9,174/)20(
8640010)2/130(
▪ Vazão máxima: diam
m
m
diasLmsLTAH
=
=
−
2
3
2
33
6,294/)20(
8640010)2/215(
As faixas recomendadas por Metcalf & Eddy (2003) são 16 – 28 m3/m2dia e 40 - 60
m3/m2dia, respectivamente, para vazões média e máxima. A norma brasileira NBR
12209/2011 recomenda taxa de até 36 m3/m2dia, para vazão média.
O efluente do decantador secundário será coletado em uma caixa ao fundo da qual haverá uma
canalização de 350 mm de diâmetro que conduzirá o efluente até o corpo receptor final. A
vazão de descarga em orifícios escoando livre e com carga hidráulica constante é dada pela
Equação 13.2.
hg2ScQ = (Eq. 13.2)
sendo;
Q = vazão (m3/s);
c = coeficiente de descarga;
S = área da seção transversal da canalização (m2);
g = aceleração da gravidade, 9,81 m/s2;
h = carga hidráulica, m.
A carga hidráulica necessária para escoar a vazão Q é dada pela Equação (13.3).
g2
1
Sc
Qh
2
= (Eq. 13.3)
m42,0sm81,92
1
4)m35,0(6,0
sm167,0h
2
2
2
3
=
=
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
161
O fundo do decantador terá um poço de lodo com base inferior de 0,60 m, altura de 0,90 m e
paredes com inclinação 1,5 na vertical para 1,0 na horizontal.
13.2. Vertedor
Em decantadores secundários de processos biológicos de lodos ativados e filtração biológica,
sugere-se a utilização de vertedores de placa dentada. Este tipo de vertedor permite uma
distribuição mais uniforme do efluente ao longo da periferia do decantador (Crespo, 2004). A
Figura 13.1 mostra detalhes do vertedor, com o dispositivo de regulagem de nível.
Figura 13.1: Vista frontal do vertedor periférico do decantador secundário desaguando no
canal circular de saída.
Fonte:
▪ Número de entalhes:
N = P / d (Eq. 13.4)
sendo:
N = número de entalhes;
P = perímetro do decantador;
d = distância entre eixos de entalhes consecutivos (Figura 13.2)
Figura 13.2: distância entre eixos de entalhes consecutivos.
P = D’ (Eq. 13.5)
H
d
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162
Sendo D’ = D – 2•largura do canal – 2•espessura da parede do vertedor (Figura 13.3).
Figura 13.3: Dimensionais do decantador secundário, em corte esquemático.
Adotando-se largura = 0,40 m e espessura igual a 0,10 m, tem-se:
P = (20,0 m – 2•0,40 m – 2•0,10 m) = 59,69 m
Fazendo-se d = 15 cm,
N = 59,69 m / 0,15 m = 398 entalhes
▪ Vazão específica por entalhe (q)
q = Q / N
sendo Q = vazão no decantador secundário
Início de plano:
Vazão média: q = 104 L/s / 398 entalhes) = 0,2613 L/sentalhe
Vazão máxima: q = 167 L/s / 398 entalhes) = 0,4196 L/sentalhe
Fim de plano:
Vazão média: q = (130/2) L/s / 398 entalhes) = 0,1633 L/sentalhe
Vazão máxima: q = (215/2) L/s / 398 entalhes) = 0,2701 L/sentalhe
▪ Carga hidráulica do entalhe
A vazão em vertedor triangular é calculada de acordo com a Equação 13.6
q = 1,4H 2,5 (Eq. 13.6)
Substituindo-se o valor de q, em m3/s na Equação 14.6, obtêm-se os níveis de água “H” nos
entalhes.
5,21
4,1
qH
= (Eq. 13.7)
0,40 0,10
D
0,40
0,10
D’
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163
Início de plano:
Vazão média: msm
H 032,04,1
102613,04,0
33
=
=
−
Vazão máxima: msm
H 039,04,1
104196,04,0
33
=
=
−
Fim de plano:
Vazão média: msm
H 027,04,1
101633,04,0
33
=
=
−
Vazão máxima: msm
H 032,04,1
102701,04,0
33
=
=
−
▪ Comprimento útil do vertedor triangular
Considerando-se um vertedor triangular com entalhes de 90, o comprimento do nível de água
em cada vertedor será de duas vezes a altura H.
l = comprimento útil de água no entalhe = 2 x H (Eq. 13.8)
Figura 13.4: um dos 398 vertedores retangulares do decantador secundário.
Início de plano:
Vazão média: l = 2 x 0,032 = 0,064 m
Vazão máxima: l = 2 x 0,039 = 0,078 m
Fim de plano:
Vazão média: l = 2 x 0,027 = 0,054 m
Vazão máxima: l = 2 x 0,032 = 0,064 m
O comprimento total útil “L” dos vertedores é calculado pela Equação 13.9.
L = N x l (Eq. 13.9)
Início de plano:
Vazão média: L = 398 entalhes x 0,064 m/entalhe = 26,11 m
Vazão máxima: L = 398 entalhes x 0,078 m/entalhe = 31,04 m
Fim de plano:
Vazão média: L = 398 entalhes x 0,054 m/entalhe = 21,49 m
Vazão máxima: L = 398 entalhes x 0,064 m/entalhe = 26,11 m
H
l
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164
▪ Taxa de escoamento no vertedor
A taxa de escoamento linear no vertedor é calculada pela Equação 13.10.
Tx esc linear = Q / L (Eq. 13.10)
Aplicando-se os valores de Q e L para as condições de início e fim de plano, tem-se:
Início de plano:
Vazão média: Tx esc linear = diam
m
dia
s
L
m
m
sL
= −
333 344400.8610
11,26
104
Vazão máxima: Tx esc linear = diam
m
dia
s
L
m
m
sL
= −
333 465400.8610
04,31
167
Fim de plano:
Vazão média: Tx esc linear = diam
m
dia
s
L
m
m
sL
= −
333 261400.8610
49,21
)2/130(
Vazão máxima: Tx esc linear = diam
m
dia
s
L
m
m
sL
= −
333 356400.8610
11,26
)2/215(
A NBR 12209/1992 recomendava (checar se versão 2011 mantém...), para decantador
secundário de filtro biológico, a taxa máxima de 380 m3/mdia, valor que respeitado em início
e em fim de plano.
13.3. Canal de coleta do efluente clarificado
O efluente clarificado será coletado em um canal retangular operando em condições de
descarga livre. A largura adotada será a mínima recomendada por Crespo (2004), 0,40 m. A
declividade no canal será de 0,2%. Assim, as incógnitas a conhecer são: (a) altura ho, que
corresponde à profundidade da lâmina de água no ponto mais alto do fundo do canal; (b)
altura hc, a altura crítica de escoamento no canal, que corresponde a profundidade do nível
d´água no ponto mais baixo do fundo da canal. As respectivas equações são:
Profundidade crítica: 32
2
cbg
Qh
= (Eq. 13.11)
Profundidade no ponto mais alto: li3
2
3
lih)h(2h
2
c2
co −
−+= (Eq. 13.12)
sendo:
i = declividade do fundo do canal, m/m;
l = comprimento do canal, m;
Q = vazão de dimensionamento do canal, que é 50% da afluente ao decantador (m3/s)
Para a ETE Anglo, a vazão de dimensionamento do canal será:
smsm
Q /0835,02
167,0 33
==
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165
A vazão de 0,167 m3/s corresponde à vazão máxima de início de plano. Para fim de plano, a
vazão máxima será 0,215 m3/s, mas haverá dois decantadores, cada qual recebendo 0,1075
m3/s. Na primeira etapa não pode haver recirculação do clarificado do decantador secundário
para o filtro biológico, já que embora a vazão da ETE seja menor que em fim de plano, haverá
somente uma linha de tratamento implantada. Na segunda etapa deverá ser adotada uma taxa
de recirculação de 50%.
O perímetro do canal de coleta, calculado em seu eixo, é:
)2/2(' bDDP −== (Eq. 13.13)
sendo:
b = largura do canal = 0,40 m;
D = diâmetro do decantador
O perímetro do decantador secundário será dividido em dois canais, cada um com extensão
igual ao perímetro dividido por dois.
m79,302
57,61
2
)2/m40,02m0,20(
2
Pl ==
−==
As profundidades hc e ho são calculadas substituindo-se os respectivos valores nas Equações
(13.11) e (13.12).
m1644,040,0sm81,9
)sm0835,0(h 3
22
23
c =
=
mmm
mmmmmmho 2324,079,30002,0
3
2
3
79,30002,04416,0)1644,0(2
2
2 =−
−+=
Cotas:
▪ Cota do canal efluente, sem enchimento: 0,00 m (admitido por hora)
▪ Cota do ponto mais baixo do canal efluente, com enchimento: 0,01 m
▪ Altura do nível d’água no ponto mais baixo do canal efluente: 0,16 m
▪ Cota nível d’água no ponto mais baixo do canal efluente: 0,01m + 0,16 m= 0,13m
▪ Cota do ponto mais alto do canal efluente, com enchimento:
Cota = 0,01 m + 0,002 m/m 30,79 m = 0,07 m → 0,07 m
▪ Altura do nível d’água no ponto mais alto do canal efluente: 0,23 m
▪ Cota nível d’água no ponto mais alto do canal efluente: 0,07m + 0,23m = 0,30m
▪ Altura livre: 0,10 m
▪ Altura do nível máximo de água no decantador secundário em relação ao nível máximo de
água no canal de coleta = 0,10 m (altura livre) + 0,05 m (distância do fundo do entalhe até
a parede interna do canal) + 0,038 m (altura máxima do nível de água no entalhe) = 0,188
0,19 m.
O canal efluente terá largura de 0,40 m, altura interna de 0,40 m e altura externa de 0,50 m.
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166
O efluente do decantador secundário será coletado em uma caixa ao fundo da qual haverá uma
canalização de 350 mm de diâmetro que conduzirá o efluente até o corpo receptor final. A
vazão de descarga em orifícios escoando livre e com carga hidráulica constante é dada pela
Equação 13.14.
hg2ScQ = (Eq. 13.14)
sendo;
Q = vazão (m3/s);
c = coeficiente de descarga;
S = área da seção transversal da canalização (m2);
g = aceleração da gravidade, 9,81 m/s2;
h = carga hidráulica, m.
A carga hidráulica necessária para escoar a vazão Q é dada pela Equação 13.15
g2
1
Sc
Qh
2
= (Eq. 13.15)
m42,0sm81,92
1
4)m35,0(6,0
sm167,0h
2
2
2
3
=
=
O fundo do decantador terá um poço de lodo com base inferior de 0,60 m, altura de 0,90 m e
paredes com inclinação 1,5 na vertical para 1,0 na horizontal.
13.4. Ponte raspadora
Em sequência são comentados aspectos relativos à ponte raspadora, dotada de raspador de
superfície. Todo o conteúdo do item 13.4 e seus subitens não será cobrado em prova.
As partículas sedimentadas serão arrastadas em direção ao centro do decantador secundário
circular com 20m de diâmetro, por meio de raspadores modelo Center With, de acionamento
periférico. O lodo acumulado é purgado por uma tubulação até a caixa coletora de lodo, e,
posteriormente recalcado para lançamento nos reatores UASB. A ponte raspadora, além de
remover o lodo do fundo do decantador, também é dotada de um raspador de superfície e uma
caixa coletora de sobrenadantes. Esta direciona os sobrenadantes à caixa de escuma, adjacente
ao decantador, por tubulação de ferro fundido.
Os principais componentes integrantes da ponte raspadora são:
- sistema raspador de fundo;
- sistema raspador de escumas;
- viga principal com passarela;
- apoio central pivotado;
- caixa coletora de sobrenadantes;
- carro motriz;
- vertedouros periféricos;
- bafle de distribuição central;
- bafle quebra-onda periférico
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167
O raspador de fundo será composto por pás de conformação parabólica, com estrutura de
sustentação e fixação à viga principal em aço carbono galvanizado a fogo. A extremidade das
pás receberá um inserte de borracha com espessura de 10 mm. Os raspadores serão dotados de
rodízios de nylon, atrás das pás, para evitar que o peso dos raspadores seja transmitido
totalmente às tiras de borracha. No centro do decantador secundário, no poço de lodos, uma
chapa, a ser detalhada pelo fornecedor do equipamento, será suspensa por duas correntes de
aço galvanizado a fogo, para provocar um espessamento dos lodos e evitar sua demasiada
compactação, que poderia causar problemas operacionais.
Os decantadores secundários serão dotados de lâmina de removedora de escumas, a ser
montada de forma a arrastar as partículas flotantes até a periferia, onde uma secção móvel do
raspador direcionará a escuma para o interior de uma caixa coletora de escumas. As figuras
13.5 e 13.6 ilustram detalhe de caixa coletora de escuma, em dois momentos de operação.
Figura 13.5: Raspador de superfície, acoplado à ponte móvel, aproximando-se da caixa
coletora de escuma (Fonte: Gehling, 1995).
Figura 13.6: Caixa coletora de escuma, no instante em que recebe a descarga do raspador
de superfície (Fonte: Gehling, 1995).
A estrutura de sustentação do raspador de superfície será em aço carbono galvanizado a fogo,
e a lâmina do raspador de superfície será de PRFV, com espessura de 5 mm e largura de 250
mm, devendo aflorar 100 mm acima da linha d’água.
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168
A secção móvel do raspador deverá ser dotada de articulações com eixo de aço inóx em bucha
de nylon, e ser dotada de tensores para provocar o arraste da escuma pela rampa de acesso à
caixa coletora.
O fornecedor do equipamento deverá executar a ponte com passarela, em perfis de chapa de
aço dobrados e dimensionados de forma a atender às solicitações de cargas e esforços
consequentes do equipamento proposto. A largura da passarela formada entre os dois perfis
será de 1.000 mm, devendo receber corrimões. O piso será formado por chapa expandida
anti-derrapante soldada. Todos os conjuntos que formam a viga principal serão de aço
carbono galvanizado à fogo.
O apoio central da ponte será montado sobre coxins de poliuretano que absorvam possíveis
irregularidades na pista de rolamento. O eixo central será fixado por um par de rolamentos de
rolos cônicos. Os mesmos serão montados de forma a assegurar rigidez ao conjunto. No apoio
central será instalado o coletor de energia, com oito pistas de coletores, que transmitirá
potência ao motor e os comandos de segurança. O coletor será protegido das intempéries por
carenagem de PRFV.
A caixa coletora de escumas será instalada na periferia do decantador. Sua ancoragem se fará
diretamente na parede lateral do decantador, através do próprio tubo de escoamento do
sobrenadante recolhido, a ser instalado abaixo do nível d’agua no decantador, para possibilitar
a saída da escuma por gravidade, em direção à caixa contenção de escumas. No bordo de
ataque do raspador móvel, será executada uma superfície inclinada que forma a rampa (ou
praia) que facilita o arraste do material flotado (figuras 13.5 e 13.6).
O carro motriz é montado na viga de cabeceira, que terá duas rodas: a motriz e a conduzida.
As rodas terão diâmetro de 200 mm e largura de 100 mm. O redutor será do tipo com
engrenagens helicoidais, e a transmissão desta para a roda motriz será por engrenagens e
correntes de transmissão. As duas rodas serão mancalizadas por um eixo em rolamentos UC
206 montado em mancais F206 alinhados de forma que as rodas tangenciem radialmente o
eixo.
Na calha de coleta do clarificado serão instaladas placas vertedoras de PRFV, que poderão ser
ajustadas verticalmente, possibilitando assim eqüalizar a vazão linear no vertedor periférico.
No centro do decantador será instalado um baffle de distribuição e orientação de fluxo, ,
construído em PRFV com espessura de 5 mm, visando evitar curto-circuitos hidráulicos. O
diâmetro do baffle de distribuição será de 3,0m (ou 2,80m), com submergência de 1,4m e
altura total de 1,6 metros, aflorando portando 0,20m acima do nível da água no decantador
secundário.
Na periferia do decantador, a uma distância de 250 mm do vertedor, e concêntrico a este, é
instalado um baffle para barreira de escumas e quebra ondas, que é feito por uma tira de
PRFV com 250 mm de altura e submergência de 150 mm. A fixação deste baffle é feita por
suportes de aço inoxidável, chumbados diretamente à estrutura de concreto da calha coletora
de água clarificada.
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169
13.4.1. Motores Elétricos
Os motores elétricos serão assíncronos de indução, de gaiola de esquilo, trifásicos, 60Hz, de
uma velocidade, de 4 polos. A tensão de serviço será de 220/380 V. A potência ora prevista
para o motor principal é de 0,75 KW, devendo ser confirmada pelo fornecedor do
equipamento. Os motores deverão ser satisfazer as exigências da ABNT NBR-7094, com
grau de proteção IP 55.
13.4.2. Redutores
Os redutores serão de engrenagens helicoidais ou rosca sem fim da linha SEW (ou similar).
As engrenagens serão dimensionadas para uma vida útil de 100.000 horas com probabilidade
de 90% de ultrapassar esse limite.
Todos os mancais de rolamentos deverão ser selecionados para uma vida útil de pelo menos
50.000 horas. Os motores e redutores operarão ao ar livre, sujeito às intempéries.
13.4.3. Painel de força de comando
O equipamento deve prever painel de força e comando de 220/380 v, 60 Hz, fusíveis de
proteção, contato tripolar, relés de sobrecarga, de falta de fase, e de máxima e mínima
tensões.
13.4.4. Dispositivo de controle e proteção
O sistema de proteção de sobrecarga consistirá de um braço de torque fixado no eixo
horizontal que será acoplado à unidade motriz. O torque no redutor é recebido por alavanca
fixada a estrutura e pré-tensionada por uma mola, de tal modo que a tensão da mola seja
determinada pelo valor momentâneo do torque, com o curso da mola determinando o
acionamento dos dois sensores de alarme e de parada.
13.5. Recirculação do clarificado
Em se confirmando que em uma primeira etapa de obras se implantará apenas uma das duas
linhas de tratamento em paralelo, a recirculação do clarificado do decantador secundário para
o filtro biológico deverá ser postergada. Somente deve ser adotada quando a ETE estiver
implantada em sua totalidade. Também a tubulação que direciona o clarificado aos filtros
deverá ser implantada apenas quando da implantação da segunda das duas linhas de
tratamento. A recirculação, caso implantada com apenas uma linha de tratamento, acarretaria
uma carga hidráulica acima da capacidade de alguns elementos do sistema.
13.5.1. Caixa de saída do clarificado
A caixa de saída do clarificado do decantador secundário receberá o efluente dos decantadores
secundários, bem como o líquido separado nas caixas retentoras de escuma.
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170
Esta estrutura será dotada de septo divisor visando evitar que a turbulência da descarga do
decantador secundário, que pode arrastar ar desde a caixa de saída do canal periférico desta
unidade, leve bolhas à sucção da bomba de recirculação do clarificado.
13.5.2. Bomba de recirculação do clarificado
Esta bomba de recirculação será instalada junto à caixa de saída do clarificado do decantador
secundário, e operará com inversor de frequência. Este estabelecerá ao rotor da bomba uma
velocidade variável, proporcional à vazão afluente à ETE, o que deverá ser considerado no
projeto elétrico.
Será adotada apenas uma bomba de recirculação do clarificado, posto que em caso de
eventual falha da mesma, a ETE poderá operar sem recirculação por alguns dias.
13.6. Recirculação de lodo
O lodo biológico em excesso, liberado pelos filtros biológicos, será separado nos
decantadores secundários, e direcionado por purga para a caixa de coleta de lodo.
13.6.1. Caixa de coleta de lodo
Esta estrutura receberá o lodo purgado dos dois decantadores secundários, para
direcionamento aos reatores UASB por linha de recalque. Haverá uma única caixa de coleta
de lodo para atender aos dois decantadores. O lodo será retirado da caixa de coleta e enviado
aos quatro reatores UASB mediante a operação da única bomba de recirculação de lodo.
13.6.2. Bomba de recirculação de lodo
A bomba de lodo será instalada ao lado da caixa de coleta de lodo, devendo ser do tipo
submersa ou de poço seco.
13.6.3. Tubulação de sucção e recalque do lodo
A tubulação para o recalque do lodo deverá direcionar o lodo biológico purgado dos dois
decantadores para uma repartição equitativa entre os quatro reatores UASB. A descarga do
lodo se dará no fundo dos reatores, como detalhado no volume “Peças Gráficas” (em
geração).
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171
14. LODOS ATIVADOS
14.1. INTRODUÇÃO
No tratamento biológico de esgotos, microorganismos, principalmente bactérias, utilizam a
matéria orgânica presente para realizarem seus metabolismos. Uma parcela da matéria
orgânica é oxidada, com a liberação de energia que se encontra armazenada nas ligações
químicas. Esta energia, disponibilizada, é usada para converter outra parcela da matéria
orgânica em novo material celular (Figura 14.1). Catabolismo e anabolismo referem-se,
respectivamente, à reação de oxidação e a síntese de material celular. Os processos de
anabolismo e catabolismo, combinados, constituem o metabolismo.
Figura 14.1: Esquema de utilização de matéria orgânica.
No processo de lodos ativados, uma cultura suspensa de microrganismos aeróbios é usada
para o tratamento de esgotos. Em um tanque, a cultura de microrganismos e os esgotos entram
em contato, com a introdução de oxigênio através de aeradores. Os microrganismos crescem e
formam flocos, os quais são separados em um decantador secundário. Além de bactérias, os
flocos contêm partículas inorgânicas e polímeros excretados pelos microrganismos. Estes
polímeros aglomeram os vários constituintes do floco. Uma parcela significativa dos
microrganismos retorna ao tanque de aeração, via recirculação dos sólidos sedimentados no
decantador secundário (Figura 14.2).
Figura 14.2: Configuração do processo de lodos ativados.
Doador de
elétrons
Produtos finais da
reação
Células ativas
microbianas
Resíduos
celulares
Produção de energia
Síntese
celular
Aceptor de
elétrons
Crescimento
Decaimento
fe
fs
Oxidação
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172
14.2. EQUAÇÕES DESCRITIVAS DO PROCESSO
A representação da concentração de bactérias no processo de lodos ativados é feita através da
concentração de sólidos suspensos voláteis, doravante denominados de SSV.
▪ Taxa bruta de formação de SSV no reator
V
B
V Xdt
dX=
(Eq. 14.1)
Onde: XV = concentração de SSV presentes no reator, [mg/L]
= taxa de crescimento específico, [mg XV formados/mg XV presentesdia]
▪ Taxa de crescimento específica
Observa-se, experimentalmente, que a taxa de crescimento específica depende da
concentração do substrato. Monod, pesquisador francês, em estudos com culturas bacterianas,
observou que pode ser modelada pela seguinte equação:
SK
S
S += max (Eq. 14.2)
Onde:
max = taxa de crescimento específica máxima, [mg XV formados/mg XV presentesdia];
S = concentração do substrato, [mg DBO/L];
KS = constante de saturação, ou constante de meia-velocidade, [mg DBO/L]
Considere a Equação 14.2 para três casos:
a) S >> KS; a Equação 14.2 fica aproximada para = max
Para concentração de substrato muito alta, a taxa de crescimento específico independe da
concentração de substrato.
b) S << KS; a equação (2) fica aproximada para SkK
S
S
== 'max
Para concentração de substrato muito baixa, a taxa de crescimento específico depende,
linearmente, da concentração de substrato.
c) S = KS; a equação (2) fica igual a 22
maxmax
=
=
S
S
A constante de saturação ou meia-velocidade é igual à concentração de substrato para a qual a
taxa de crescimento específico é igual à metade da taxa de crescimento específico máxima. A
Figura 14.3 mostra a forma da curva representada pela Equação 14.2.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
173
Taxa de Crescimento Específico
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400 425 450 475 500
Substrato (mg DBO/L)
max/2
max
Figura 14.3: Taxa de crescimento específico.
A substituição da Equação 14.2 em 14.1 resulta em:
SK
XS
dt
dX
S
Vmax
B
V
+
=
(Eq. 14.3)
▪ Taxa Líquida de formação de sólidos suspensos voláteis no reator
Uma parcela dos sólidos formados é consumida por respiração endógena ou morre devido a
várias causas. Esta parcela é denominada de Decaimento Bacteriano ou Endógeno e é
expressa pela Equação 14.4:
Vd
d
V Xkdt
dX−=
(Eq. 14.4)
XV = concentração de SSV presentes no reator, [mg/L]
kd = coeficiente de decaimento bacteriano, [mg XV destruídos/mg XV presentes.dia]
A taxa líquida de formação de sólidos é dada pela subtração da taxa de decaimento bacteriano
da taxa bruta de formação de sólidos (Equações 14.5 e 14.6)
VdV
L
V XkXdt
dX−=
(Eq. 14.5)
Vd
S
Vmax
L
V XkSK
XS
dt
dX−
+
=
(Eq. 14.6)
▪ Coeficiente de produção celular Y
O coeficiente de produção celular corresponde à razão entre a massa de sólidos produzidos no
reator e a massa de substrato utilizado.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
174
utilizadosubstratomassa
formadasólidosmassaY = , [mg XV formado/mg DBO utilizado]
Pode-se expressar a taxa bruta de formação de sólidos no reator através do produto entre o
coeficiente de produção celular e taxa de substrato utilizado (Equação 14.7)
dt
dSY
dt
dX
B
V =
(Eq. 14.7)
Onde:dt
dS = taxa de utilização de substrato, [mg DBO/Ldia]
Da mesma forma, pode-se calcular a taxa líquida de formação de sólidos:
Vd
L
V Xkdt
dSY
dt
dX−=
(Eq. 14.8)
Assim, há duas maneiras de expressar a taxa bruta e líquida de formação de sólidos.
▪ Através da taxa de remoção de substrato
A partir da Equação14.7 pode-se escrever a Equação 14.9:
B
V
dt
dX
Y
1
dt
dS
= (Eq. 14.9)
A remoção de substrato está associada ao crescimento bruto da biomassa. Substituindo as
Equações 14.1 e 14.2 em 14.9, resulta:
VXYdt
dS=
1 (Eq. 14.10)
SK
XS
Ydt
dS
S
V
+
= max1
(Eq. 14.11)
Chamando k = max/Y = máxima taxa específica de remoção de substrato,
utilizadosubstratomg
formadosXmgdiapresentesXmg
formadosXmg
VV
V 1 =
diatesenpreXmg
utilizadoDBOmg
V
Substituindo k na Equação 14.11, resulta:
SK
XSk
dt
dS
S
V
+
= (Eq. 14.12)
▪ Através da taxa específica de crescimento bacteriano
Substituindo-se max = Yk na Equação 14.6, tem-se:
Vd
S
V
L
V XkSK
XSkY
dt
dX−
+
=
(Eq. 14.13)
Dividindo-se todos os termos da Equação 14.13 por XV, chega-se a expressão que representa
a taxa específica de crescimento bacteriano no reator.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
175
d
SV
L
V
kSK
SkY
X
dt
dX
−+
=
= (Eq. 14.14)
14.3. DETERMINAÇÃO DA CONCENTRAÇÃO DE SUBSTRATO (DBO) NO
EFLUENTE DO REATOR
Para o cálculo da concentração de substrato no efluente do tratamento secundário, faz-se um
balanço de massa no sistema tanque de aeração/decantador secundário (Figura 14.4). Na
equação serão utilizados os conceitos de tempo de detenção hidráulica e tempo de detenção
celular.
Figura 14.4: Variáveis para balanço de massas no reator.
▪ Tempo de residência hidráulica no reator -
0Q
V= (Eq. 14.15)
▪ Tempo de residência celular - c
Corresponde ao tempo médio de residência das bactérias dentro do reator (tanque de reação).
É dado pela razão entre a massa de organismos no reator e a massa de organismos removidos
por dia.
Rexcee
cXQXQ
XV
+
= (Eq. 14.16)
▪ Balanço de massa de SSV
A análise a seguir será feita considerando-se um reator biológico de mistura completa com
recirculação.
Massa de sólidos entrando, menos a massa saindo, mais a produção = acumulação
Vdt
dX)Xk
dt
dSY(V)XQXQ(XQ v
deeRexc00 =−++− (Eq. 14.17)
Sendo: X0 = concentração de SSV no afluente (efluente do tratamento primário);
X = concentração de SSV no tanque de aeração (reator);
Xe = concentração de SSV no efluente do tratamento secundário;
Efluente Afluente =
efluente DP
Excesso de lodo Lodo recirculado
Decantador
Secundário
Tanque de aeração,
ou reator
Qexc, XR QR, XR
Q0, S0, X0 V, X, S Qe, S, Xe
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176
XR = concentração de SSV no lodo do decantador secundário e na linha de reciclagem.
O termo referente à produção na Equação 14.17 é dado pelo produto entre o volume do reator
e a taxa líquida de formação de sólidos da Equação 14.8. Se considerarmos condições
permanentes ou estacionárias, o termo de acumulação na Equação 14.17 será igual a zero,
uma vez que não haverá variação na concentração de XV no reator ao longo do tempo. Para
evitar muitos subscritos, X passa a denotar concentração de SSV no tanque de aeração.
Pode-se também assumir que a concentração de sólidos no afluente ao tanque, X0, é
desprezível em relação à concentração de sólidos no interior do tanque, X. A Equação 14.17
fica:
Xkdt
dSY
V
XQXQd
eeRexc −=+
(Eq. 14.18)
Substituindo-se a Equação 14.11 na Equação 14.18, tem-se:
XkSK
SX
Y
1Y
V
XQXQd
S
maxeeRexc −+
=
+
XkSK
SX
V
XQXQd
S
maxeeRexc −+
=
+ (Eq. 14.19)
Dividindo-se ambos os lados da Equação 14.19 por X,
dS
maxeeRexc kSK
S
XV
XQXQ−
+
=
+ (Eq. 14.20)
O lado esquerdo da Equação 14.20 é o inverso do tempo de detenção celular; no lado direito,
substituindo max = Yk, a Equação 14.20 fica:
d
Sc
kSK
SkY−
+
=
1 (Eq. 14.21)
Manipulação algébrica da Equação 14.21 permite calcular o valor da concentração do
substrato (DBO) no efluente do reator como uma função do tempo de detenção celular e dos
parâmetros cinéticos Y, k, KS e kd.
1)(
)1(
−−
+=
dc
cdS
kkY
kKS
(Eq. 14.22)
14.4. CONCENTRAÇÃO DE SÓLIDOS SSV NO TANQUE DE AERAÇÃO
Dividindo-se a Equação 14.18 por X, tem-se:
deeRexc k
dt
dS
X
Y
XV
XQXQ−=
+ (Eq. 14.23)
Em um intervalo de tempo t,
SS
t
S
dt
dS −=
= 0 . O termo do lado esquerdo corresponde ao
inverso do tempo de residência celular. A Equação 14.23 fica:
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d
c
kSS
X
Y−
−=
01
(Eq. 14.24)
Manipulação algébrica da Equação 14.24 permite calcular o valor da concentração de sólidos
suspensos voláteis no reator como função dos parâmetros cinéticos Y, kd, dos tempos de
detenção hidráulica e celular, e das concentrações de DBO afluente e efluente do reator
(Equação 14.25)
cd
c
k
SSYX
+
−=
1
)( 0 (Eq. 14.25)
A Tabela 14.1 apresenta as equações descritivas de S e X para sistemas com reciclo e sem
reciclo. Fica ao aluno o exercício de demonstrar as equações para o sistema sem reciclo.
Tabela 14.1: Comparação dos sistemas com reciclo e sem reciclo.
Sistema sem reciclo de sólidos Sistema com reciclo de sólidos
cdk
SSYX
+
−=
1
)( 0 cd
c
k
SSYX
+
−=
1
)( 0
1)(
)1(
−−
+=
d
dS
kkY
kKS
1)(
)1(
−−
+=
dc
cdS
kkY
kKS
O reciclo de sólidos permite obter uma menor concentração de S para um mesmo tempo de
detenção hidráulico; por outro lado, a concentração de sólidos no reator será maior do que no
sistema sem reciclo.
De onde saem os parâmetros cinéticos Y, k, KS e kd? Eles podem ser obtidos por ensaios de
laboratório. Para esgotos domésticos, usualmente, encontram-se dentro de uma faixa de
variação. A Tabela 14.2 apresenta os valores típicos de coeficientes cinéticos, concentrações
de sólidos e tempos de residência em lodos ativados com reator de mistura completa e fluxo
em pistão.
Tabela 14.2: Valores típicos de coeficientes cinéticos e parâmetros de projeto para sistema de
lodos ativados projetados para remoção de DBO carbonácea.
Parâmetro Mistura Completa Fluxo em Pistão
[h] 3 – 8 3 – 8
c [dia] 4 – 10 4 – 10
k [mg DBOu/mg XVd] 2 – 4 2 – 4
KS [mg BDOu/L] 10 – 40 10 – 40
kd [d-1] 0,04 – 0,06 0,04 – 0,06
XV [mg/L] 1.100 – 2.500 1.100 – 2.500
XT [mg/L] 1.500 – 3.500 1.500 – 3.500
XR [mg/L] 5.000 – 10.000 5.000 – 10.000
Xe [mg/L] 10 – 35 5 – 35
Y [mg XV/mg DBOu] 0,3 – 0,65 0,3 – 0,65
Referência: Tchobanoglous e Schroeder (1985).
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178
14.5. PRODUÇÃO DE LODO
A produção diária de lodo (volátil) no processo de lodos ativados é formada pelo lodo bruto
produzido subtraído da parcela que teve decaimento endógeno. A equação de produção de
lodo é obtida a partir da equação que representa a taxa líquida de formação de SSV (Equação
25a). (esta equação deveria ter sido renumerada...)
Vd
L
V Xkdt
dSY
dt
dX−=
(Eq. 25a)
Em um intervalo t, e multiplicando-se ambos os lados da Equação 25a por V, tem-se:
VXkVt
SYV
t
XVd
V −
=
(Eq. 14.26)
Mas Qt
V=
. A Equação 14.26 fica:
VXkQSYQX VdV −= (Eq. 14.27)
Chamando-se o produto XVQ = PX, a Equação 27 fica:
VXkQ)SS(YP d0X −−= (Eq. 14.28)
Sendo: PX = produção diária de SSV, [kg /dia]
Q = vazão afluente, [m3/dia]
Na Equação 14.28, suprimiu-se o subscrito V.
A primeira parcela da Equação 14.28 corresponde à produção bruta de SSV, e a segunda, a
parcela decaída por respiração endógena. Substituindo-se o valor de X da Equação 14.25 na
Equação 14.28, tem-se:
( )V
k1
SSYkQ)SS(YP
Cd
0Cd0X
+
−
−−= (Eq. 14.29)
Substituindo-se V/ = Q,
( )Q
k1
SSYkQ)SS(YP
Cd
0Cd0X
+
−−−=
Colocando-se em evidência o termo ( ) QSSY o − ,
+
−−=
Cd
Cd0X
k1
k1Q)SS(YP (Eq. 14.30)
A manipulação algébrica da Equação 14.30 resulta em:
QSSk
YP
cd
X −+
= )(1
0
(Eq. 14.31)
O termo cdk
Y
+1corresponde ao coeficiente de produção celular observado, Yobs.
cd
obsk
YY
+=
1 (Eq. 14.32)
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179
Sólidos voláteis representam 70% a 80% dos SST. Portanto, a produção total de lodo será Px
dividido pela fração de SSV em relação aos SST.
X
XT,X
f
PP = (Eq. 14.33)
T
vx
X
Xf = (Eq. 14.34)
Sendo Xv e XT, respectivamente, concentração de SSV e SST.
14.6. VAZÃO DE LODO EXCEDENTE
A vazão de lodo excedente (Qexc) pode ser calculada através de rearranjo da Equação 14.16.
Rexcee
cXQXQ
XV
+
= →
R
eec
excX
XQXV
Q
−
= (Eq. 14.35)
Em geral, pode-se assumir na Equação (35), que Qe Q ou Xe 0. Neste caso, a equação fica
Rc
excX
XVQ
= (Eq. 14.36)
14.7. VAZÃO DE RECIRCULAÇÃO
Uma maneira de calcular a taxa de recirculação QR é através de um balanço de massas de
sólidos na região do tanque de aeração.
Figura 5: Balanço de sólidos no reator.
XQQXQXQ RRR +=+ )( 000 (Eq. 14.37)
Considerando que X0 é desprezível com relação a X e XR,
)(00 XXQXQXQXQXQ RRRRR −=→=+
XX
X
Q
Qr
R
R
−== (Eq. 14.38)
14.8. REQUERIMENTO DE OXIGÊNIO
No tratamento biológico, uma parcela da matéria orgânica é utilizada para liberação de
energia através de uma reação de oxidação-redução na qual gás oxigênio recebe elétrons
Q0X0
QRXR
(Q0 + QR) X
Vem do DS
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180
cedidos pelo carbono da matéria orgânica. Outra parte da matéria orgânica é utilizada para
síntese de novo material celular (Figura 14.1).
Substrato (DBO) + O2 → CO2 + H2O + energia
Substrato (DBO) + energia → síntese de material celular (C5H7O2N)
Necessita-se saber a quantidade diária de O2 que deve ser fornecida ao sistema para o
dimensionamento do sistema de aeração. Pode-se calcular a massa equivalente de DBO da
quantidade de lodo produzido no sistema e a abatermos da quantidade total de DBO utilizada.
A quantidade de DBO equivalente a um mol de material celular é dada pela Equação 14.39.
3222275 255 NHOHCOONOHC ++→+ (Eq. 14.39)
A oxidação de um mol de C5H7O2N (massa molecular = 113 g) requer 5 mols de O2 (5 x 32 g
= 160 g).
Portanto, são usados Xg
Og
NOHCg
Og 2
275
2 42,1113
160= , e a quantidade requerida de oxigênio será:
Massa O2 req. por dia = massa DBO utilizada por dia – 1,42PX (Eq. 14.40)
O valor de PX é calculado pela Equação 14.31. A massa de DBO utilizada por dia é:
Massa DBO/dia = Q(S0 – S) (Eq. 14.41)
A Equação (40) fica:
Massa O2 req. por dia = Q(S0 – S) – 1,42PX (Eq. 14.42)
14.9. AERAÇÃO E AERADORES
14.9.1. Transferência de oxigênio
Seja CS a concentração de saturação de um gás na água, C a concentração real do gás na água
e Cg a concentração do gás na atmosfera. A transferência do gás de um meio para outro ocorre
através da interface gás-líquido.
1o caso) Sistema em equilíbrio: C = CS
Neste caso, o número de moléculas entrando e saindo do líquido são equivalentes.
2o caso) Sistema fora do equilíbrio: C < CS
Neste caso, o sistema tentará voltar ao equilíbrio com a passagem do gás do ar para o líquido.
O número de moléculas de gás entrando no líquido é maior do que o número de moléculas
saindo do líquido.
Ar Cg
Líquido C = CS
Interface gás - líquido
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181
O gás, neste caso, é o oxigênio (O2). A Equação 14.43 expressa a taxa de mudança de
concentração de oxigênio dissolvido no líquido.
)( CCakdt
dCSL −= (Eq. 14.43)
Sendo:
kLa = coeficiente global de transferência de oxigênio (dia-1);
CS = concentração de saturação de oxigênio dissolvido no líquido, em equilíbrio com a
atmosfera (mg/L);
C = concentração real de oxigênio dissolvido no líquido (mg/L)
Pela Equação 14.43, observa-se que tanto mais distante o sistema estiver do equilíbrio, maior
será a velocidade de transferência de oxigênio do ar para a água.
A integração da Equação 14.43 resulta:
=
=
=
=
=−
tt
t
L
CC
CC S
dtaKCC
dCt
00
)( (Eq. 14.44)
taLk
eCC
CC
S
tS −=
−
−
0
(Eq. 14.45)
ta
Lk
e)CC()CC( 0StS
−−=− Eq. 14.46)
A diferença no membro esquerdo da Equação 14.46 corresponde ao déficit de oxigênio no
tempo t enquanto que a diferença no lado direito corresponde ao déficit inicial de oxigênio. A
concentração de oxigênio no tempo t é dada pela Equação 14.47.
taLk
eCCCC SSt−
−−= )( 0 (Eq. 14.47)
O coeficiente kLa na Equação 14.46 pode ser calculado através de regressão não-linear.
Alternativamente, a Equação 14.46 pode ser linearizada tomando-se o logaritmo natural de
ambos os lados:
( ) takCCln)CC(ln L0sts −−=− (Eq. 14.48)
A Equação 14.48 é uma reta com intersecção no eixo das ordenadas em ln (Cs – Ct) e
declividade kLa.
A solubilidade do oxigênio na água é baixa, sendo as necessidades de oxigênio no sistema de
lodos ativados muito maiores do que a quantidade de oxigênio que poderia ser transferido
através de uma interface “normal”, sem turbulência. Este problema é resolvido através do
aumento das interfaces de contato líquido-ar. Os dois principais métodos de se aumentar as
interfaces são:
Ar Cg
Líquido C < CS
Interface gás - líquido
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182
- Introdução de bolhas no líquido;
- Agitação do líquido com criação de gotas que são expostas à atmosfera.
Os sistemas de aeração utilizam estes dois princípios para aumentar a taxa de transferência de
oxigênio.
O coeficiente global de transferência de oxigênio é obtido através de teste padronizado. O
ensaio é realizado em água limpa, temperatura de 20C e concentração inicial de oxigênio
dissolvido de 0,0 mg/L. O ensaio consiste nas seguintes etapas:
1o) O oxigênio dissolvido na água é inteiramente removido através da adição de sulfito de
sódio (Na2S) à água;
2o) A água é reoxigenada com o aerador até próximo da concentração de saturação;
3o) A concentração de oxigênio dissolvido é monitorada ao longo do tempo.
As informações obtidas com o teste são as concentrações de oxigênio dissolvido para os
tempos t. Com a Equação 14.48 prepara-se um gráfico com ordenadas ln (Cs – Ct) versus t. A
declividade da reta corresponde ao coeficiente kLa.
14.9.2 Aeradores mecânicos
Os aeradores mecânicos podem ser de superfície ou submersos. Os aeradores de superfície
consistem de hélices submersas ou parcialmente submersas associadas a motores que
acoplados sobre estruturas fixas (Figura 14.6) ou flutuantes (Figura 14.7). Aeradores
superficiais são encontrados com potências na faixa de 0,75 a 100 kW (1 a 150 HP).
A agitação das hélices forma gotículas de esgoto aumentando a transferência de oxigênio do
ar para o líquido. A turbulência no líquido permite também a introdução de ar dentro da massa
líquida.
Uma vez que se conheça a quantidade de oxigênio que deve ser fornecida no tanque de
aeração, precisa-se conhecer a capacidade de transferência de oxigênio do aerador, expressa
em termos de massa de O2 transferida por unidade de tempo. Este dado é fornecido pelo
fabricante do equipamento.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
183
Figura 6: aerador mecânico fixo. Fonte: http://www.centroprojekt-brasil.com.br
Figura 7: aerador mecânico flutuante. Fonte: http://www.centroprojekt-brasil.com.br
Seja N a taxa de transferência de oxigênio de um aerador mecânico Equação 14.49 (Obs.:
von Sperling usa a sigla TTO para expressar N).
( )LSL CCAKN −= (Eq. 14.49)
Sendo: N = massa de oxigênio transferida por unidade de tempo, [M/T] (p.ex., kg O2/h);
KL = coeficiente de difusão do oxigênio no líquido, [L/T] (p. ex. m/h);
A = área interfacial, ou área de contato da superfície ar-liquido, [L2], (p.ex., m2);
CS = conc. de saturação do OD no líquido à temperatura T, [M/L3}, (p.ex., mg/L)
CL = concentração de oxigênio dissolvido no líquido, [M/L3}, (p.ex., mg/L)
A Equação 14.49 pode ser expressa em relação ao volume no qual a transferência de
oxigênio se processa (Equação 14.50).
)CC(V
AK
V
NLSL −= (Eq. 14.50)
O valor de A é difícil de ser medido em termos práticos, assim, usa-se o termo:
V
Aa = (Eq. 14.51)
Sendo: a = área interfacial específica, área por unidade de volume, [L2/L3].
Na prática, o produto entre KL e a compõe um coeficiente, que é o KLa, coeficiente global de
reaeração (Equação 14.52).
aKaK LL = (Eq. 14.52)
Sendo: KLa = coeficiente global de reaeração, [1/T].
Assim, a Equação 14.50 pode ser escrita na forma:
)CC(aKdt
dC
V
NLsL −== (Eq. 14.53)
A eficiência de aeradores de superfície geralmente é expressa em termos de unidade de
potência, encontrando-se na faixa entre 1,20 a 2,40 kg O2/kwh (Metcalf & Eddy, 2003).
Capacidade ou Eficiência de oxigenação (EO) é a razão entre a taxa de transferência de
oxigênio (N) por unidade de potência do aerador.
P
NEO = (Eq. 14.54)
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184
Correções da equação de transferência de oxigênio para as condições de campo (reais de
operação)
• Correção para temperatura
O coeficiente global de transferência de oxigênio padrão é medido à temperatura de 20C. A
Equação 14.55 expressa a correção do coeficiente de transferência de oxigênio para
temperaturas diferentes de 20C. 20T
LL )20(aK)T(aK −= (Eq. 14.55)
Sendo um coeficiente que varia entre 1,015 a 1,040. Um valor típico de é 1,024 tanto para
difusores como para aeradores mecânicos (Metcalf & Eddy, 2003).
• Correção “”das características do esgoto, geometria do tanque e intensidade de
mistura:
O coeficiente kLa é influenciado pelas características do esgoto, geometria do reator e
intensidade de m’istura. As condições no teste padrão são diferentes das condições reais de
campo.
águaL
esgL
)ak(
)ak(= (Eq. 14.56)
Valores típicos de são 0,6 a 1,2 para aeradores mecânicos e 0,4 a 0,8 para ar difuso.
• Correção da concentração de saturação:
O esgoto contém sais dissolvidos, sólidos em suspensão e agentes tensoativos que diminuem a
solubilidade do oxigênio em relação à água limpa.
)água(C
)esg(C
S
S= (Eq. 14.57)
Sendo: CS (esg)= concentração de saturação de oxigênio no esgoto a temperatura T;
CS (água) = concentração de saturação de oxigênio na água limpa a temperatura T;
Os valores de variam entre 0,7 a 0,98, sendo o valor de 0,95 usualmente utilizado.
• Correção para a concentração de oxigênio dissolvido no tanque de aeração
A concentração de oxigênio dissolvido no tanque de aeração é mantida na faixa de 1,0
a 2,0 mg/L.
)T)(água(C
)esg(C)esg(C
C)T)(água(C
)esg(C)T)(esg(Cf
S
LS
oS
LS −=
−
−= (Eq. 14.58)
Já que a Co inicial de oxigênio dissolvido no teste padrão é igual à zero, tem-se:
• Correção para altitude: fH
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185
−==
9450
H1
C
Cf
's
sH → '
sHs CfC = (Eq. 14.59)
sendo:
Cs = concentração de saturação na altitude H a temperatura T;
C’s = concentração de saturação no nível do mar a temperatura T
Equação que relaciona a transferência de oxigênio nas condições de campo com a
transferência de oxigênio em condições padrões
Sejam N e No, respectivamente, as taxas de transferência de oxigênio de um aerador mecânico
em condições de campo e em condições padrões (água limpa; T = 20oC; p = 1,0 atm e
concentração inicial de O2 dissolvido na água igual a zero mg/L).
)]esg(C)T)(esg(C[)T)(esg(aKV
NLSL −= (Eq. 14.60)
)]água(C)20)(água(C[)20)(água(aKV
NoSL
o −= (Eq. 14.61)
Fazendo-se a razão entre as Equações 14.60 e 14.61, tem-se:
)água(C)20)(água(C[)20)(água(aK
)]esg(C)T)(esg(C[)T)(esg)(a(K
N
N
oSL
LSL
o −
−= (Eq. 14.62)
Fazendo-se as substituições das Equações 14.55 e 14.57 na Equação 14.62, e considerando
que Co(água) é zero, tem-se:
)20)(água(C)20)(água(aK
)]esg(C)T)(água(C[)20)(esg)(a(K
N
N
SL
LS
)20T(
L
o
−=
−
(Eq. 14.63)
Substituindo-se a Equação 14.56 na Equação 14.63, tem-se:
)20)(água(C
)]esg(C)T)(água(C[
N
N
S
LS
)20T(
o
−=
−
(Eq. 14.64)
Observar que, se o reator está instalado na altitude H, o valor de CS(água)(T) do numerador
deverá ser corrigido de acordo com a Equação 14.59.
Fornecedores de aeradores usualmente fornecem a Capacidade ou Eficiência de Oxigenação
para as condições padrões Equação 14.65.
P
NEO o= (Eq. 14.65)
Sendo EO: eficiência de oxigenação por unidade de potência do aerador em condições
padrões, [p.ex., kg O2/kwh].
Aeradores mecânicos de superfície apresentam eficiências de oxigenação entre 1,20 a 2,40 kg
O2/kwh.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
186
Exemplo
A eficiência de oxigenação de um aerador mecânico de superfície, obtido em um teste padrão,
é de 1,80 kg O2/kwh. Os coeficientes de correção e são, respectivamente, 0,90 e 0,95. A
concentração de oxigênio dissolvido a ser mantida no tanque de aeração é 1,5 mg/L [CL(esg)].
A temperatura no tanque é de 23C e o coeficiente é 1,024. O requerimento de oxigênio
para o tratamento dos esgotos é de 1950 kg O2/dia. Admita que a altitude seja zero.
Solução
As concentrações de saturação de oxigênio nas temperaturas de 20C e 23C são,
respectivamente, 9,2 mg/L e 8,7 mg/L.
'S
'S
'SHS CC
9459
H1CfC =
−== , para H = 0 m.
Substituindo-se os valores na Equação 14.64, ficará:
71,02,9
]5,17,895,0[024,190,0
N
N )2023(
o
=−
=−
As eficiências de oxigenação para o esgoto e para água limpa deverão ser iguais:
)água(EO)esg(EO = (Eq. 14.66)
o
o
P
N
P
N= (Eq. 14.67)
Substituindo-se N = 1950 kg O2/dia e No/P = 1,80 kg O2/kwh na Equação 14.67, e
resolvendo-se para P, tem-se:
kw1,45h24
dia1
hkw
Okg80,1
1
dia
Okg1950P
2
2 =
=
HP5,60kw
HP3410,1kw1,45P ==
14.9.3. Aeração por Difusores de Ar
Um sistema de aeração por ar difuso consiste em difusores submersos no esgoto, conectados a
um sistema de canalizações por onde ar é introduzido através de compressor ou soprador
(Figura 14.8). Existe uma grande variedade de tipos e materiais de difusores, com tamanho
de bolhas variando de fina (menor que 3 mm), média (3 a 6 mm) a grossa (maior que 6 mm).
Os difusores porosos são produzidos com materiais cerâmicos, plástico ou membranas.
A potência requerida para os sopradores de ar em sistema de ar difuso pode ser calculado pela
Equação 14.68 (Metcalf & Eddy, 2003; Jordão e Pessôa, 2011).
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
187
−
= 1
p
p
E41,8
TRMP
283,0
e
s0ar (Eq. 14.68)
sendo: P = potência do compressor (kW);
Mar = massa de ar por unidade de tempo (kg/s);
R = constante geral dos gases (8,314 kJ/kmolK);
T0 = temperatura absoluta na entrada do compressor (K)
8,41 = constante k (g/kmol);
E = eficiência do compressor (0,70 a 0,80);
Pe = pressão absoluta na entrada do compressor (atm);
ps = pressão absoluta na saída do compressor (atm)
Figura 8: Tanque de aeracão com fluxo em pistão e difusores de ar.
(Fonte: Metcalf & Eddy, 2003).
A massa de ar por unidade de tempo, Mar na Equação (67), é calculada através da Equação
14.68a.
ararar QM = (Eq. 14.68a)
sendo: ar = 1,20 kg/m3; Qar = vazão de ar (m3/min)
A pressão absoluta na saída do compressor, ps, deve ser suficiente para vencer a altura da
coluna d´água no tanque de aeração e as perdas de carga nas tubulações, difusores e
compressor. Os princípios de cálculo são aqueles já estudados em Mecânica dos Fluidos.
Segundo Jordão e Pessôa (2011), estas perdas podem variar entre 1,2 a 1,4 vezes a
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
188
profundidade da água no tanque. Cabe lembrar que a pressão atmosférica corresponde a uma
altura de nível d´água de 10,34 m.
Von Sperling (1997) sugere o uso da Equação 14.69 para cálculo da potência requerida por
sopradores de ar.
( )
+=
HdgQP
ig (Eq. 14.69)
sendo: P = potência do compressor (w);
Qg = vazão do gás, que é o ar (m3/s);
= densidade do líquido (kg/m3);
g = aceleração da gravidade (m/s2);
di = profundidade de imersão dos difusores (m);
H = perda de carga no sistema de distribuição de ar (m);
= eficiência do motor e do soprador
As eficiências de transferência de oxigênio padrão dos difusores variam entre 10 – 30%
(bolhas finas), 6 – 15% (bolhas médias) e 4 – 8% (bolhas grossas) (von Sperling, 1997). A
vazão por difusor varia entre 5 a 25 m3/h (Jordão e Pessôa, 2011).
Exemplo:
No exemplo anterior, calcular o número de difusores de bolhas finas requeridos para suprir a
vazão de ar para o sistema de lodos ativados. Considere que a eficiência de transferência de
oxigênio do difusor é 15% e a vazão de ar por difusor é 15 m3/h.
▪ Vazão de ar a ser suprido
=
arm15,0
arm1
L1000
m1
mol
L4,22
kg
g1000
Og32
Omol1
Om21,0
arm1
dia
Okg1950Q
3
33
2
2
23
32
ar
Qar = 43.333 m3 ar/dia 43350 m3 ar/dia = 30 m3 ar/min.
Valor semelhante seria obtido se usássemos o peso do oxigênio no ar e sua densidade.
=
arm15,0
arm1
arkg3,1
arm1
Okg232,0
arkg1
dia
Okg1950Q
3
33
2
2ar = 43.103 m3 ar/dia
A vazão por difusor é de 15 m3/h; assim, o número de difusores deverá ser
difusores120
min60
m15
1
min
m30difusoresNúmero
3
3
==
Qual é a potência do compressor? Considere os seguintes dados: a temperatura na entrada do
compressor igual a 25C; a pressão na entrada, 1 atm; perdas de carga nas tubulações, difusor
e compressor igual a 1,3 vezes a profundidade acima do difusor; altura acima dos difusores
igual a 4,0 m; eficiência do compressor igual a 0,75.
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
189
T0 = 25 + 273 = 298K
pe = 1 atm
ps = 1 atm + (1,3 x 4,0 m)/10,34 m/atm = 1,50 atm
Qar = 43.350 m3 ar/dia = 30 m3 ar/min
Mar = 1,20 kg/m3 30 m3 ar/min 1 min/60 s = 0,60 kg/s
kwh
HP341,1kW7,281
00,1
50,1
75,0kmol
kg41,8
K298Kkmol
kJ314,8s
kg60,0
P
283,0
=
−
=
= 38,5 HP
Densidade de potência: corresponde a razão entre potência de aeradores e volume do tanque
de aeração. A NBR 12209/1992) requeria densidade de potência igual ou maior que 10 W/m3
(checar se NBR 12209/2011 mantém este requerimento)Este valor é fixado de modo a que a
biomassa dos lodos ativados se mantenha em suspensão dentro do tanque.
V
PDP = (Eq. 14.70)
sendo: DP = densidade de potência, (W/m3)
P = potência (W)
V = volume do tanque (m3)
14.10. NITRIFICAÇÃO
No caso do sistema de lodos ativados com nitrificação, deverão ser considerados os efeitos da
formação de biomassa adicional e requerimento de oxigênio.
A Equação 14.71 representa a produção de biomassa considerando os crescimentos
heterotróficos (oxidação da matéria orgânica) e autotróficos (oxidação da amônia).
( ) ( )
cdN
xN
cd
eox
k1
QNOY
k1
QSSYP
+
+
+
−= (Eq. 14.71)
sendo:
YN = coeficiente de produção celular das bactérias nitrificantes [g SSV / g N-NH4+
oxidado];
kdN = coeficiente de decaimento endógeno das bactérias nitrificantes [g SSV destruídos / g
SSV presentes dia];
NOX = concentração de amônia oxidada a nitrato (mg/L).
Para o cálculo do requerimento de oxigênio, deve-se considerar a quantidade de oxigênio
usada na reação de nitrificação (Equação 14.72):
OHH2NOO2NH 2324 ++→+ +−+ (Eq. 14.72)
Observa-se que há um consumo de 2 mols de oxigênio (64 g) para cada mol de nitrogênio na
forma de amônia oxidado a nitrato (14 g). Assim, o consumo de oxigênio na nitrificação é:
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
190
++ −
=− 4
2
4
2
NHNg
Og57,4
NHNg14
Og64
Quando se considera que uma porção do nitrogênio na forma de amônia é usado para síntese
celular (e não é oxidado a nitrato), a quantidade de oxigênio é menor, +− 4
2
NHNg
Og33,4.
Assim, a quantidade de oxigênio requerida é dada pela Equação 14.73.
( ) xxeo2 NOQ33,4P42,1SSQOqRe +−−= (Eq. 14.73)
Para que ocorra a nitrificação, um maior tempo de detenção celular é necessário, de modo a
permitir o crescimento das bactérias autotróficas.
14.11. EXEMPLO DE APLICAÇÃO
Dados (considerando vazão média de início de plano):
Q0 = 104 L/s
DBO5 afluente = S0 = 310 mg/L
SSV afluente =- X0 = 327 mg/L
A/M = 0,50 kgDBO5 aplicada/kg SSVTA.d (NBR 12209/2011)
Θc = 10 dias (NBR 12209/2011)
X = 3000 mg/L (NBR 12209/2011)
kd = 0,05 d-1
Y = 0,45 mg Xv/mg DBO
k = 3 mg DBO/mgXv.d
Ks = 25 mgDBO/L
XR = 8000 mg/L
Sólidos no efluente ao tanque de aeração (S)
1)(
)1(
−−
+=
dc
cdS
kkY
kKS
1)05,0./3/45,0(10
)1005,01(/251
1
−−
+=
−
−
ddmgXvmgDBOmgDBOmgXvd
ddLmgDBOS
LmgDBOS /125,3=
Efluente Afluente = efluente DP
Excesso de lodo Lodo recirculado
Decantador
Secundário
Tanque de Aeração
Qexc, XR QR, XR
Q0, S0, X0 V, X, S Qe, S, Xe
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
191
Tempo de residência hidráulica no reator
cd
c
k
SSYX
+
−=
1
)( 0
dd
LmgDBOLmgDBOmgXvmgDBOdLmgXv
1005,01
)/12,3/310(/45,010/3000
1 +
−=
−
d31,0= h44,7=
Volume do tanque de aeração
0Q
V=
LmdssL
Vd
1000/31*/86400*/10431,0 =
³5,2485 mV =
Razão de recirculação
XX
X
Q
Qr
R
R
−==
0
XX
Xr
R −=
LmgXvLmgXv
LmgXvr
/3000/8000
/3000
−=
60,0=r
Vazão de recirculação
0Q
Qr R=
sL
QR
/1046,0 =
sLQR /4,62=
Vazão de lodo excedente
Rc
excX
XVQ
=
Lmgd
LmgmQexc
/800010
/3000³5,2485
=
sLsdmLdmQexc /07,186400/1*³/1000*/³21,93 ==
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
192
Produção de lodo
QSSk
YP
cd
X −+
= )(1
0
dssLLmgDBOLmgDBOdd
mgDBOmgXvPX /86400*/104)/12,3/310(
1005,01
/45,01
−+
=−
dkgPX /25,827=
Massa de oxigênio requerida
Massa O2 req. por dia = Q(S0 – S) – 1,42PX
Massa O2 req. por dia = 104 L/s*86400s/d*(310 mgDBO/L – 3,12 mgDBO/L)*1kg/106mg –
1,42*827,25 kg/d
Massa O2 req. por dia = 1582,8 kg/d
Dados (considerando vazão média de fim de plano):
Q0 = 130 L/s
DBO5 afluente = S0 = 310 mg/L
SSV afluente =- X0 = 327 mg/L
A/M = 0,50 kgDBO5aplicada/kgSSVTA.d (NBR 12209/2011)
Θc = 10 dias (NBR 12209/2011)
X = 3000 mg/L (NBR 12209/2011)
kd = 0,05 d-1
Y = 0,45 mgXv/mgDBO
k = 3 mg DBO/mgXv.d
Ks = 25 mgDBO/L
XR = 8000 mg/L
Sólidos no efluente ao tanque de aeração (S)
1)(
)1(
−−
+=
dc
cdS
kkY
kKS
1)05,0./3/45,0(10
)1005,01(/251
1
−−
+=
−
−
ddmgXvmgDBOmgDBOmgXvd
ddLmgDBOS
LmgDBOS /125,3=
Tempo de Residência Hidráulica no Reator
cd
c
k
SSYX
+
−=
1
)( 0
dd
LmgDBOLmgDBOmgXvmgDBOdLmgXv
1005,01
)/12,3/310(/45,010/3000
1 +
−=
−
d31,0= h44,7=
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
193
Volume do tanque de aeração
0Q
V=
LmdssL
Vd
1000/31*/86400*/13031,0 =
³92,3481 mV =
Razão de recirculação
XX
X
Q
Qr
R
R
−==
0
XX
Xr
R −=
LmgXvLmgXv
LmgXvr
/3000/8000
/3000
−=
60,0=r
Vazão de recirculação
0Q
Qr R=
sL
QR
/1306,0 =
sLQR /78=
Vazão de lodo excedente
Rc
excX
XVQ
=
Lmgd
LmgmQexc
/800010
/3000³92,3481
=
sLsdmLdmQexc /51,186400/1*³/1000*/³57,130 ==
Produção de lodo
QSSk
YP
cd
X −+
= )(1
0
dssLLmgDBOLmgDBOdd
mgDBOmgXvPX /86400*/130)/12,3/310(
1005,01
/45,01
−+
=−
dkgPX /06,1034=
IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling
194
Massa de oxigênio requerida
Massa O2 req. por dia = Q(S0 – S) – 1,42PX
Massa O2 req. por dia = 130 L/s*86400s/d*(310 mgDBO/L – 3,12 mgDBO/L)*1kg/106mg –
1,42*1034,06kg/d
Massa O2 req. por dia = 1978,51kg/d
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
JORDÃO, E. P.; PESSÔA, C. A. Tratamento de esgotos domésticos. 6. ed. Rio de Janeiro:
Associação Brasileira de Engenharia Sanitária e Ambiental, 2011.
METCALF & EDDY, INC. Wastewater engineering: Treatment and Reuse. 4rd ed. New
York: McGraw-Hill, 2003. 1819 p.
VON SPERLING, M. Lodos ativados. Belo Horizonte: Departamento de Engenharia
Sanitária e Ambiental da Universidade Federal de Minas Gerais, 1997. 414 p. (Princípio do
tratamento biológico de águas residuárias, v. 4)