Download - Projeto de ETE com alimentação escalonada
UNIVERSIDADE DE CAXIAS DO SUL
CENTRO DE CIÊNCIAS EXATAS E TECNOLOGIA
CURSO DE ENGENHARIA AMBIENTAL
TRATAMENTOS BIOLÓGICOS DE EFLUENTES
PROFESSOR: LADEMIR LUIZ BEAL
PROJETO DE UMA ESTAÇÃO DE TRATAMENTO DE EFLUENTE - ETE
ALESSANDRA ZULIAN
CAROLINE ROSSI
INDIANARA DONAZZOLO
KELLEN MORANDI
MARINA BERTOLDO
Caxias do Sul24 de novembro de 2014
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ALESSANDRA ZULIAN
CAROLINE ROSSI
INDIANARA DONAZZOLO
KELLEN MORANDI
MARINA BERTOLDO
PROJETO DE UMA ESTAÇÃO DE TRATAMENTO DE EFLUENTE - ETE
Projeto apresentado como parte dos requisitos para obtenção da aprovação na disciplina de Tratamentos Biológicos de Efluentes do curso de Engenharia Ambiental na Universidade de Caxias do Sul, sob orientação do professor Lademir Luiz Beal.
CAXIAS DO SUL
24 de novembro de 2014
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LISTA DE FIGURAS
Figura 01: Fluxograma do processo de tratamento de esgoto nesta estação.
Figura 02: Histograma de vazões.
Figura 03: Perfil da equalização das vazões.
Figura 04: esquema representativo do processo de alimentação escalonada.
Figura 05: Esquema representativo do processo de alimentação escalonada.
Figura 06: Esquema representativo do processo de alimentação escalonada.
Figura 07: Esquema representativo do processo de alimentação escalonada.
LISTA DE TABELAS
Tabela 01: Valores típicos de parâmetros de sólidos em efluentes médios
Tabela 02: Valores típicos de parâmetros de Carga Orgânica no efluente
brutomédio
Tabela 03: Padrões de Emissão de DBO5, DQO e SS.
Tabela 04: Padrões de emissão de Fósforo e Coliformes Termotolerantes
Tabela 05: Resultado para o perfil de vazões ao longo do dia.
Tabela 06: Resultado das principais vazões.
Tabela 07: Parâmetros relativos ao dimensionamento do canal de transporte do
efluente.
Tabela 08: Resultados do dimensionamento do canal.
Tabela 09: Parâmetros relativos ao dimensionamento do gradeamento.
Tabela 10: Resultados gerais obtidos do dimensionamento do gradeamento.
Tabela 11: Resultados gerais obtidos do vertedouro.
Tabela 12: Parâmetros relativos ao dimensionamento da caixa de areia.
Tabela 13: Resultados gerais obtidos da caixa de areia.
Tabela 14: Equalização das vazões.
Tabela 15: Resultados gerais para o tanque de equalização.
Tabela 16: parâmetros de projeto do processo de alimentação escalonada.
Tabela 17: Parâmetros de projeto para o primeiro reator aeróbio.
Tabela 18: parâmetros de projeto para o reator anóxico 01.
Tabela 19: Resultados gerais para o Conjunto de Reatores 01.
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Tabela 20: Parâmetros de projeto para o segundo reator aeróbio.
Tabela 21: parâmetros de projeto a serem utilizados no dimensionamento do
conjunto 02.
Tabela 22: Resultados gerais para o Conjunto de Reatores 02.
Tabela 23: Parâmetros de projeto para o terceiro reator aeróbio.
Tabela 24: parâmetros utilizados para o dimensionamento do conjunto 03.
Tabela 25: Resultados gerais para o Conjunto de Reatores 03.
Tabela 26: Parâmetros de projeto para o terceiro reator aeróbio.
Tabela 27: parâmetros a serem utilizados no dimensionamento do conjunto 04.
Tabela 28: Resultados gerais para o Conjunto de Reatores 04.
Tabela 29: valores do método Metcalf and Eddy.
Tabela 30: Resultados gerais para a remoção química de fósforo.
Tabela 31: Parâmetros relativos ao dimensionamento do sedimentador
secundário.
Tabela 32: Resultados obtidos do sedimentador secundário.
Tabela 33: Dosagens de cloro recomendadas conforme processo de tratamento.
Tabela 34: Resultados do dimensionamento do tanque de desinfecção.
Tabela 35: Resultados do dimensionamento dos leitos de secagem.
Tabela 36: Singularidades usadas na tubulação do sedimentador secundário até
os reatores
Tabela 37: Singularidades usadas na tubulação de reciclo
Tabela 38: Efluente final tratado e disposto ao corpo receptor.
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Conteúdo
1. INTRODUÇÃO...........................................................................................................7
2. INFORMAÇÕES CADASTRAIS..............................................................................8
3. MEMORIAL DESCRITIVO.....................................................................................9
4. CARACTERÍSTICAS DO ESGOTO......................................................................10
5. PARÂMETROS A SEREM ATENDIDOS.............................................................11
6. PROCESSOS DA ETE..............................................................................................13
6.1 Gradeamento – Remoção de sólidos grosseiros................................................13
6.2 Vertedouro............................................................................................................13
6.3 Caixa de areia.......................................................................................................14
6.4 Tanque de equalização de vazões.......................................................................14
6.5 Alimentação escalonada com lodos ativados.....................................................14
6.6 Remoção química de fósforo...............................................................................15
6.7 Sedimentador secundário....................................................................................15
6.8 Desinfecção com cloro.........................................................................................16
6.9 Leitos de secagem.................................................................................................16
7. MEMORIAL DE TÉCNICO....................................................................................16
7.1 Vazões...................................................................................................................16
7.2 Canal de chegada e transporte do efluente........................................................18
7.3 Gradeamento........................................................................................................20
7.4 Vertedouro............................................................................................................24
7.5 Caixa de areia (desarenador)..............................................................................28
7.6 Tanque de equalização........................................................................................33
7.7 Alimentação escalonada com lodos ativados.....................................................37
7.7.1 Conjunto de Reatores 01.................................................................................39
7.7.2 Conjunto de reatores 02..................................................................................52
7.7.3 Conjunto de reatores 03..................................................................................61
5
7.7.4 Conjunto de reatores 04..................................................................................69
7.8 Remoção química de fósforo...............................................................................78
7.9 Sedimentador secundário....................................................................................84
Volume do sedimentador.........................................................................................85
7.10 Desinfecção química com cloro.........................................................................90
7.11 Leitos de secagem...............................................................................................93
7.12 Dimensionamento das bombas.........................................................................96
7.12.1 Bomba de alimentação dos reatores de lodo ativado....................................96
7.12.2 Bomba para reciclo do lodo........................................................................103
8. CARACTERÍSTICAS DO EFLUENTE FINAL.................................................106
9. CRONOGRAMA.....................................................................................................106
10. LISTA DE MATERIAIS E EQUIPAMENTOS.................................................107
REFERÊNCIAS..........................................................................................................107
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1. INTRODUÇÃO
Os recursos de água doce constituem uma fonte essencial para os seres humanos
e parte indispensável de todos os ecossistemas terrestres. No entanto, por maior que seja
a importância da água, a poluição dos rios e suas nascentes, muito em vista dos
lançamentos de esgoto sem tratamento, continuam ocorrendo, ficando no esquecimento
o quanto ela é essencial para nossas vidas.
A disposição inadequada dos efluentes brutos no solo ou em corpos receptores
naturais ainda é empregada de forma intensa, causando sérios problemas ambientais.
Portanto, se o efluente for lançado sem o manejo correto, acaba por poluir o solo e as
águas.
Dentro deste contexto, as Estações de Tratamento de Efluentes assumem um
papel primordial para a preservação do meio ambiente e para a melhoria da qualidade de
vida.
Segundo Sperling (1996), os esgotos domésticos contêm aproximadamente
99,9% de água. A fração restante inclui sólidos orgânicos e inorgânicos, suspensos e
dissolvidos, bem como microrganismos. Portanto, é devido a essa fração de 0,1% que
há necessidade de se tratar os esgotos.
Contanto, para que o tratamento seja efetivo, devem-se seguir algumas etapas
importantes, passando por etapas preliminares para remoção de sólidos grosseiros,
passando por tratamentos primários, secundários e terciários. É também importante
observar o cumprimento da legislação ambiental, de modo a atender os padrões de
lançamento para que a vida aquática e a qualidade da água para abastecimento não
sejam afetadas.
Diante dos aspectos apresentados, o sistema de tratamento de efluentes será
projetado de forma a atender os padrões de lançamento nos corpos hídricos, segundo a
CONSEMA 128/2006, garantindo melhor qualidade ambiental e de vida a população.
Neste contexto, este trabalho tem por objetivo, implantar uma ETE - Estação de
Tratamento de Efluentes - para o município de Candangolândia, apresentando de forma
clara o dimensionamento das unidades necessárias. O processo adotado para remoção de
nitrogênio será de um sistema com alimentação escalonada, seguida de remoção
química de fósforo, a fim de atender os padrões de lançamento da legislação vigente,
bem como proporcionar melhor qualidade de vida a uma população de 166.000
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habitantes que consomem em média 200 L/hab. dia de água tratada e geram em torno de
140 L/hab. dia de efluente.
2. INFORMAÇÕES CADASTRAIS
CONTRATANTE
Empresa: Prefeitura Municipal de Candangolândia
Endereço: Rua dos Transportes, nº 1, RS, Brasil.
CNPJ: 72b9641t/0c1-72
Prefeito: Excelentíssimo Sr. Lademir Luiz Beal
CONTRATADA
Consultoria: Barbada Engenharia LTDA.
Endereço: Rua Só Precisa Fazer Isso, nº 678, RS, Brasil.
CNPJ: 345h18k8/00a-43
RESPONSÁVEIS TÉCNICOS
Nome: Alessandra Zulian
Profissão: Engenheira Ambiental
CREA-RS 120391C
Endereço: Rua Vitorino Monteiro, 660-Antônio Prado -RS
e-mail: [email protected]
Nome: Caroline Rossi
Profissão: Engenheira Ambiental
CREA-RS 283042J
Endereço: Av. São Virgilio, 2200 - B. São Virgilio - Caxias do Sul - RS
e-mail: [email protected]
Nome: Indianara Donazzolo
Profissão: Engenheira Ambiental
CREA-RS 291093F
Endereço: Av. Itália, 144- Antônio Prado -RS
e-mail: [email protected]
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Nome: Kellen Morandi da Silva
Profissão: Engenheira Ambiental
CREA-RS: 150891K
Endereço: Rua da Paz, 765- Flores da Cunha -RS
e-mail: [email protected]
Nome: Marina Borghetti Bertoldo
Profissão: Engenheira Ambiental
CREA-RS: 250893K
Endereço: Rua Moreira César, 599, apto 03 – Caxias do Sul - RS
e-mail: [email protected]
3. MEMORIAL DESCRITIVO
A constituição do esgoto bruto é essencialmente composta por despejos
domésticos, uma parcela de águas pluviais, águas de infiltração e eventualmente uma
parcela não significativa de despejos industriais, tendo características bem definidas.
(JORDÃO E PESSÔA, 2010). Em vista disso, o presente instrumento apresenta o
projeto de uma Estação de tratamento de esgoto (ETE).
O projeto propõe-se atender a população de 166.000 habitantes da cidade de
Candangolândia, que consomem em média 200 L/hab. dia de água tratada, e geram em
torno de 140 L/hab. dia de efluente.
A estação de tratamento de efluente projetada no presente trabalho funcionará
por 24h (vinte e quatro horas) em sete dias por semana, onde irá tratar 386 L/s (vazão
máxima de projeto), de efluente doméstico e posteriormente efetuará o descarte em um
manancial hídrico localizado próximo ao centro urbano.
O efluente descartado visa atender os parâmetros exigidos pela legislação
vigente (CONAMA e CONSEMA), e para que estes sejam alcançados necessita-se de
um sistema que possua uma eficiência ótima, de modo que este seja viável
economicamente. Deste modo, a unidade de tratamento adotada será composta pelas
seguintes etapas: após a captação, o efluente passa pelo gradeamento, vertedouro, caixa
de areia, tanque de equalização, remoção de nitrogênio com alimentação escalonada por
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sistema de lodos ativados, sedimentador secundário, remoção química de fósforo e por
fim, a etapa de desinfecção química e tratamento final do lodo por leitos de secagem.
Diante dos aspectos apresentados, o sistema de tratamento de efluentes será
projetado de forma a garantir melhor qualidade ambiental e de vida a população, e após
obedecer aos padrões de lançamento pré-estabelecidos pela Resolução CONSEMA
Nº128/2006 o esgoto tratado poderá ser lançado o com a garantia de que não causará
grandes danos ao corpo hídrico receptor.
4. CARACTERÍSTICAS DO ESGOTO
O tipo de efluente a ser tratado na estação de tratamento do município de
Candangolândia é predominantemente doméstico, também chamado de esgoto
domiciliar. Este esgoto provém de residências, instituições e edificações em geral, que
contenham banheiros, lavanderias, cozinhas ou qualquer dispositivo de utilização de
águas que as tornem impróprias para despejo no ambiente. A contribuição de esgotos
depende de fatores como: região atendida, atividades desenvolvidas, hábitos de higiene,
nível social e econômico, nível cultural, disponibilidade de água, dentre outros.
Segundo Jordão e Pessoa (2010), esgotos sanitários são constituídos
principalmente de despejos domésticos, águas pluviais, águas de infiltração e
eventualmente uma parcela não muito significativa de esgotos industriais.
Para fins de projeto e para o bom dimensionamento das unidades da ETE, é
necessário ter conhecimento das características físicas (matéria sólida, temperatura,
odor, cor e turbidez) e características químicas (matéria orgânica e matéria inorgânica)
do efluente a ser tratado. A tabela 01 a seguir apresenta os valores típicos de parâmetros
de sólidos considerando um efluente bruto médio, conforme Metcalf & Eddy (2003).
Tabela 1: Valores típicos de parâmetros de sólidos em efluentes médios.
Matéria sólida Efluente médio (mg/L)Sólidos totais 720Sólidos dissolvidos 500Sólidos dissolvidos fixos 500Sólidos dissolvidos voláteis 300SST 220SSV 55Sólidos sedimentáveis 165
Fonte: (METCALF & EDDY, 2003), adaptado.
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A temperatura também é um parâmetro a ser analisado, pois ela influencia nas
operações de natureza biológica, na transferência de oxigênio e nos processos de
sedimentação. Considerando o clima do local a ser implantado o projeto da estação, a
temperatura média utilizada com parâmetro de projeto é de 12ºC.
As características químicas do efluente são determinadas basicamente pela
quantidade de matéria orgânica no meio, na forma de DBO5 (Demanda Bioquímica de
Oxigênio) e DQO (Demanda Química de Oxigênio). Segundo Metcalf e Eddy (2003),
os valores típicos de parâmetros de carga orgânica estão expressos na tabela 2,
considerando o efluente médio.
A DQO biodegradável e a DQO rapidamente biodegradável foram determinadas
pela relação de cada DQOb é necessário 1,6 vezes de DQO.
Tabela 2: Valores típicos de parâmetros de Carga Orgânica no efluente bruto médio.
Parâmetro Efluente médio (mg/L)DBO5-20 220DQO 500Carbono orgânico total 160NTK 40Nitrogênio orgânico 15Nitrogênio amoniacal 25Fósforo total 8Fósforo orgânico 3Fósforo inorgânico 5
Fonte: (METCALF & EDDY, 2003), adaptado.
A quantidade de nitrogênio e fósforo encontrados no efluente determina os
processos a serem utilizados, de maneira que a legislação exige padrões de emissão para
cada um dos nutrientes.
O projeto aqui descrito foi elaborado de acordo com as características do
efluente citadas acima e os processos escolhidos com o objetivo de máxima eficiência.
5. PARÂMETROS A SEREM ATENDIDOS
Conforme a Resolução CONSEMA Nº 128/2006, o efluente, ao final do
processo de tratamento, deverá atender aos padrões de emissão para efluentes líquidos
conforme demonstrado nas tabelas 03 e 04 a seguir.
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Tabela 3: Padrões de Emissão de DBO5, DQO e SS.Faixa de vazão
(m³/d)DBO5 (mg O2/L) DQO (mg O2/L) SS (mg/L)
Q < 20 180 400 18020 ≤ Q ≤ 100 150 360 160100 ≤ Q ≤ 200 120 330 140200 ≤ Q ≤ 500 100 300 100500 ≤ Q ≤ 1000 80 260 801000 ≤ Q ≤ 2000 70 200 702000 ≤ Q ≤ 10000 60 180 6010000 ≤ Q 40 150 50
Fonte: Resolução CONSEMA 128/2006.
A variação dos padrões de emissão para os parâmetros Fósforo e Coliformes
Termotolerantes deverá atender os valores de concentração estabelecidos em função das
faixas de vazão, conforme a tabela 04:
Tabela 4: Padrões de emissão de Fósforo e Coliformes Termotolerantes
Faixa de Vazão Fósforo total Coliformes termotolerantes
(m³/dia) Concentração(mg P/L)
Eficiência(%)
ConcentraçãoNMP/100 mL
Eficiência (%)
Q < 200 - - - -200 ≤ Q ≤ 500 - - 106 90500 ≤ Q ≤ 1000 - - 105 951000 ≤ Q ≤ 2000 3 75 105 952000 ≤ Q ≤ 10000 2 75 104 9510000 ≤ Q 1 75 103 99
Fonte: Resolução CONSEMA 128/2006, adaptado.
Para o nitrogênio amoniacal, deve ser atendido o padrão de lançamento de 20 mg/L, independente da vazão.
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6. PROCESSOS DA ETE
Figura 01: Fluxograma do processo de tratamento de esgoto nesta estação.
6.1 Gradeamento – Remoção de sólidos grosseiros
O gradeamento é uma unidade de suma importância no processo da estação de
tratamento de esgotos, uma vez que ocorre nessa etapa, a retenção do material sólido
grosseiro, protegendo assim, as unidades seguintes do tratamento.
Neste projeto, para a remoção dos sólidos grosseiros será utilizado o
gradeamento médio, com limpeza manual. O espaçamento entre uma barra e outra
variam conforme as dimensões dos sólidos que se pretende reter.
O processo de gradeamento projetado conta com 39 barras finas de espessura de
7,9mm dispostas numa inclinação de 80º, com espaçamento de 30mm entre uma barra e
outra. A altura do canal projetado é de 1,5m com largura de 1,5m. Como critério de
segurança, foi deixado 0,53 m de borda livre para eventual aumento de vazão.
6.2 Vertedouro
O vertedouro é uma unidade utilizada para medição de vazão. Neste projeto, foi
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Efluente Tratado
Desinfecção Química
Tanque de Equalização
Remoção Química de
Fósforo
Alimentação Escalonada com Lodos Ativados
Caixa de Areia (Desarenador)
Vertedouro
Efluente Bruto
dimensionado um vertedouro retangular sem contrações, com altura de 0,27m com um
canal de aproximação de 2,4m.
6.3 Caixa de areia
A finalidade da remoção da areia é principalmente evitar efeitos adversos ao
funcionamento dos demais processos subsequentes ao de gradeamento, que pode causar
abrasão nos equipamento e tubulações e evitar a obstrução de canalizações, tanques,
sifões, orifícios, calhas, etc.
O dispositivo funciona como armazenamento da areia, sólido que sedimenta
facilmente em uma massa líquida. A velocidade do fluxo deve permitir que a areia
sedimente no tanque, sendo esta de aproximadamente 0,3 m/s.
A caixa de areia foi projetada considerando uma velocidade de fluxo de 0,3 m/s
e uma velocidade de sedimentação de 0,02 m/s. Em relação às dimensões, as mesmas
terão altura de 0,16m, largura de 2,14m e comprimento de13,5. Totalizando um volume
de 17,33m³ e uma área de 28,9m².
6.4 Tanque de equalização de vazões
O tanque de equalização é um tanque onde o efluente é acumulado com a
finalidade de manter uma vazão constante para os demais processos do tratamento. Com
o tanque de equalização é possível proporcionar um adequado amortecimento das
flutuações orgânicas, evitando cargas de choque ao sistema. Outro parâmetro importante
de operação favorecido pelo tanque é controle mais adequado do pH, sendo que a
correção do mesmo é facilitada nesta situação.
As dimensões obtidas para o tanque são de 16 m x 20 m sendo uma
profundidade de 10 m. Desta maneira o volume total do tanque é de 3180,78m³.
6.5 Alimentação escalonada com lodos ativados
Os sistemas anaeróbios apesar das vantagens e boa eficiência de remoção de
matéria orgânica e sólidos em suspensão, são ineficientes na remoção de nutrientes
como fósforo e nitrogênio, não atendendo os padrões de lançamento exigidos pela
legislação ambiental.
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Estes nutrientes podem ser responsáveis pelos processos de eutrofização
resultando no crescimento excessivo de algas e comprometendo seu uso e qualidade.
Em muitos casos o fósforo é o nutriente limitante para o processo de eutrofização de
corpos de água, uma vez que o nitrogênio pode ser capturado da atmosfera por meio de
algas fixadoras de nitrogênio e assim encontrar-se disponível em águas superficiais.
Desta forma, torna-se necessário projetar sistemas que além de removerem materiais
orgânicos e sólidos sedimentáveis, possam remover de forma eficiente os nutrientes.
A remoção de Nitrogênio com alimentação escalonada consiste na distribuição
da vazão do efluente bruto em quatro grupos de reatores pré-anóxicos em série. O
processo inicia com um reator anóxico que recebe a primeira alimentação, incluindo o
reciclo proveniente do sedimentador secundário, passando para um reator aeróbio no
qual ocorre a nitrificação, seguindo pelos conjuntos posteriores.
6.6 Remoção química de fósforo
A remoção química de fósforo consiste na precipitação do fósforo na forma de
fosfato pode acontecer por meio da adição de sais metálicos como cálcio, ferro e
alumínio, que formam os fosfatos insolúveis que precipitam, dependendo da
concentração dos íons em solução, do pH no meio, entre outros fatores físico-químicos.
Neste projeto optou-se pela técnica de precipitação química para remoção de
fósforo. Será utilizado sulfato de alumínio líquido, o qual será inserido dosagens do
mesmo no último reator aeróbio, de forma a aproveitar a mistura. Também se fará
aproveitamento do sedimentador secundário para o precipitado.
6.7 Sedimentador secundário
Em um processo de lodos ativados, o sedimentador secundário é um mecanismo
indispensável para manter a eficiência do tratamento, sendo este responsável pela
separação dos sólidos suspensos presentes no reator, o adensamento destes permitindo o
retorno de lodo com concentração mais elevada e o armazenamento dos sólidos
excedentes para posterior descarte. (VON SPERLIG, 1997).
No processo de tratamento da estação será projetado um sedimentador
secundário de formato circular, com fundo inclinado em 10%. O sentido de fluxo será
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vertical e apresentará sistema de remoção de lodos mecanizado. Os dispositivos de saída
são vertedores triangulares de 90º, com altura de 45mm.
6.8 Desinfecção com cloro
A cloração tem sido a principal forma de desinfecção praticada nas estações de
tratamento. O cloro, ou agente desinfetante, penetra nas células dos microrganismos e
reage com suas enzimas, destruindo-as. As enzimas são um complexo de proteínas
funcionando como catalisadores orgânicos em reações químicas dos microrganismos.
Como são essenciais aos processos metabólicos das células vivas, estas, sem a ação das
enzimas, morrem. (JORDÃO e PESSOA, 2005). Nesta estação, a desinfecção será
realizada adicionando-se cloro gasoso, na tubulação entre o sedimentador e o tanque de
desinfecção.
6.9 Leitos de secagem
Foram projetados para esta estação cinco conjuntos de leitos, totalizando uma
área de secagem de 9174m2. A altura total do leito de secagem será de 1,07m, mais
0,3m de borda livre. O projeto aqui descrito considerou como parâmetro de projeto um
período de secagem de 25 dias.
7. MEMORIAL DE TÉCNICO
7.1 Vazões
A ETE que será apresentada neste projeto tem por objetivo tratar o efluente
doméstico gerado pela população do município de Candagolândia/RS, constituída por
166.000 habitantes, os quais possuem uma contribuição per capita (cpc) de 140L/hab.
dia,. De posse destas informações, pode-se calcular a vazão média que chega à ETE,
através da equação 01:
Qméd=população× cpc (01)
Qméd=166.000 ×140
Qméd=23.240m ³d
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Na tabela 05, pode-se observar o perfil de geração de efluente do município de
Candangolândia.
Tabela 5: Resultado para o perfil de vazões ao longo do dia.
Tempo (h)
% da vazão total
Q (L/h) Q (L/s) Q (m³/s) Q (m³/h)
1 3,59 834316 231,8 0,232 834,32 3 697200 193,7 0,194 697,23 2,4 557760 154,9 0,155 557,84 1,87 434588 120,7 0,121 434,65 1,67 388108 107,8 0,108 388,16 1,76 409024 113,6 0,114 409,07 2,31 536844 149,1 0,149 536,88 3,14 729736 202,7 0,203 729,79 4,41 1024884 284,7 0,285 1024,910 5,48 1273552 353,8 0,354 1273,611 5,66 1315384 365,4 0,365 1315,412 5,97 1387428 385,4 0,385 1387,413 5,46 1268904 352,5 0,352 1268,914 5,16 1199184 333,1 0,333 1199,215 4,93 1145732 318,3 0,318 1145,716 4,8 1115520 309,9 0,310 1115,517 4,69 1089956 302,8 0,303 1090,018 4,72 1096928 304,7 0,305 1096,919 4,84 1124816 312,4 0,312 1124,820 5 1162000 322,8 0,323 1162,021 5,17 1201508 333,8 0,334 1201,522 5 1162000 322,8 0,323 1162,023 4,71 1094604 304,1 0,304 1094,624 4,26 990024 275,0 0,275 990,0
Fonte: As Autoras
A figura 02 ilustra o histograma de vazões obtido pelo percentual relativo à
vazão média no período de 24 horas.
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Figura 02: Histograma de vazões.
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 240.0
200.0
400.0
600.0
800.0
1000.0
1200.0
1400.0
Histograma de Vazões
Perfil de vazão
Tempo (h)
Vaz
ão (m
³/h)
Fonte: As Autoras
Desta forma, foi possível a obtenção das principais vazões que serão utilizadas para
o dimensionamento do projeto. Trata-se das vazões mínima, média e máxima, conforme
tabela 06, após aplicação de arredondamentos.
Tabela 06: Resultado das principais vazões.Vazões
m³/h L/sQmín 390 108Qméd 970 270Qmáx 1390 386
Fonte: As Autoras
7.2 Canal de chegada e transporte do efluente
Para que fosse possível o dimensionamento das unidades de tratamento
seguintes, se fez necessário o conhecimento do canal de chegada e de transporte do
efluente na ETE. Na tabela 07 abaixo, estão os parâmetros pré-estabelecidos, relativos
ao dimensionamento do canal.
Tabela 07: Parâmetros relativos ao dimensionamento do canal de transporte do efluente.
18
Parâmetro Valor
Largura do canal (b) 1,5m
Declividade (I) 0,01% = 0,0001m
Coeficiente de Manning (n) 0,012 (concreto)
Borda livre 0,5m
Vazão (Q) 0,386m³/s
Fonte: As Autoras
Fazendo uma adaptação na equação de Manning (02), obtêm-se a equação 03
com a qual se pode calcular a altura da lâmina d’água no canal:
(02)
Onde:
Rh= raio hidráulico
A= área (m²)
n= coeficiente de rugosidade de Manning
I= declividade (m)
(03)
Onde:
yn= altura da lâmina d’água (m)
b= largura do canal (m)
Aplicando-se os valores previamente atribuídos para a largura do canal,
declividade e coeficiente de Manning se obtêm a altura de lâmina d’água.
0,386= 10,012
× (1,5. yn ) ×( 1,5. yn1,5+2 yn )
23 × 0,0001
12
yn=0,63 m
Sabendo-se que a lâmina d’água que passará no canal será de 0,63m e que a
borda livre arbitrada é de 0,87m, define-se que a altura total do canal será de 1,5m.
19
Na tabela 08 abaixo, estão demonstrados os resultados gerais obtidos através do
dimensionamento do canal.
Tabela 08: Resultados do dimensionamento do canal.Parâmetro Valor
Altura da lâmina d’água (yn) 0,63m
Altura total do canal 1,5m
Fonte: As Autoras
7.3 Gradeamento
Conforme NBR n° 12.209/2011, o sistema de gradeamento deverá ser
dimensionado para a vazão máxima, uma vez que esta unidade deverá estar projetada
para suportar os picos de vazões que ocorrem no decorrer do dia. Desta forma, a vazão
de projeto utilizada para esta etapa será de 0,386 m³/s.
Nos itens que seguem, será apresentado o dimensionamento do gradeamento
médio, com barras circulares e com limpeza manual. Esta é a etapa inicial da ETE, e o
resultado pode ser visualizado na prancha 1/16.
Na tabela 09 abaixo, estão os parâmetros pré-estabelecidos, relativos ao
dimensionamento do gradeamento.
Tabela 09: Parâmetros relativos ao dimensionamento do gradeamento.Parâmetro Valor
Diâmetro das barras (t) 0,0079m
Espaçamento entre as barras (a) 0,03m
Velocidade de passagem 0,6m/s
Altura máxima/crítica do
vetedouro (Hmáx)
0,27m
Largura do canal (b) 1,5m
Inclinação das barras 70º
A eficiência é um parâmetro que representa a relação de ocupação do canal da
grade pelas barras e quanto poderá ser utilizado para o escoamento do efluente. A
equação que expressa a eficiência é representada a seguir:
20
E= aa+t
(04)
Onde:
E= eficiência da grade (%)
a= espaçamento entre as barras (m)
t= diâmetro das barras (m)
Substituindo os valores previamente conhecido na equação 04 tem-se:
E= 0,030,03+0,0079
E=0,79 ou 79 %
A área molhada útil na seção da grade, representada pela área livre entre as
barras, é limitada pelo nível da água, e corresponde a velocidade de passagem e a vazão
de projeto conforme equação 05:
Au=Qmáxv
(05)
Onde:
Au= área molhada útil (m²)
Qmáx= vazão máxima (m³/s)
v= velocidade de passagem (m/s)
Resolvendo a equação 05 tem-se:
Au=0,3860,6
Au=0,64 m ²
A área molhada total é a seção do canal junto à grade, necessária para o
escoamento, que foi determinada conforme a equação:
S=AuE
(06)
21
Onde:
S= área molhada total (m²)
Au= área molhada útil (m²)
E= eficiência da grade (%)
Resolvendo a equação 06 tem-se:
S=0,640,79
S=0,81m2
De acordo com Jordão (2010), a largura do canal afluente à grade poderá ser
aumentada para atender a baixa ideal de velocidade de passagem entre as barras,
resultando em uma velocidade de aproximação, na seção imediatamente anterior à
grade, menor do que a velocidade de passagem fixada em projeto tal que:
v0=v × E (07)
Onde:
v0= velocidade de aproximação (m²/s)
v= velocidade mínima (m/s)
E= eficiência da grade (%)
Resolvendo a equação 07 tem-se:
v0=0,6 × 0,79
v0=0,47 m /s
Observa-se que a velocidade de aproximação à grade para Qmáx atendeu o valor
mínimo (0,4m/s), espera-se, portanto que não haja sedimentação, também não será
necessárias modificações no canal anterior a grade.
A largura da base da unidade de gradeamento foi considerada em 1,5 metros,
pois o dimensionamento do canal que precede o gradeamento já havia sido realizado.
De acordo com a largura do canal e o diâmetro das barras é possível saber a
quantidade de barras necessárias para o dispositivo, de acordo com a equação 08.
22
N= bt +a (08)
Onde:
N= número de barras
b= largura do canal (m)
t= diâmetro das barras (m)
a= espaçamento entre as barras (m)
Substituindo-se na equação acima se tem:
N= 1,50,0079+0,03
N=39,58≅ 40 barras
A perda de carga, segundo Jordão (2010), para os casos onde se utiliza limpeza
manual, pode ser determinada pela equação de Kirshmer, ou pode-se considerar que o
comportamento hidráulico é idêntico ao escoamento através de orifício, sendo assim, a
fórmula simplificada é dada a seguir:
hf =1,43×v2−v0
2
2 g (09)
Onde:
hf= perda de carga (m)
v= velocidade de passagem (m/s)
v0= velocidade de aproximação (m/s)
g= aceleração da gravidade (9,8m/s)
Considerando a grade totalmente desobstruída, substituindo-se na equação da
perda de carga (09), tem-se:
hf =1,43×0 ,6²−0 , 47²
2× 9,8
hf =0,01 m
23
O mínimo de perda de carga que deve ser considerado para limpeza manual é de
0,15m, portanto para fins de cálculo o valor da perda de carga utilizado será este e não o
obtido pela equação 09.
Para as grades de limpeza manual, segundo Jordão (2010), é necessário verificar
a influência da perda de carga para uma obstrução correspondente a 50% da lâmina
d’água máxima, de modo que o escoamento na tubulação afluente não seja afetado.
Portanto, como fator de segurança será considerado a perda de carga na grade com 50%
obstrução, assim considera-se o dobro da velocidade de passagem nas grades.
hf =1,43×1 ,2²−0 , 47²
2 ×9,8
hf =0,089m
Para fins de cálculo o valor da perda de carga utilizado será de 0,15m, por ser
uma grade de limpeza manual, e não a obtida acima. A tabela 10 demonstra os resultados
obtidos do dimensionamento do gradeamento.
Tabela 10: Resultados gerais obtidos do dimensionamento do gradeamento.Parâmetro Valor
Eficiência (E) 79%
Área molhada útil (Au) 0,64m²
Área molhada total (S) 0,81m²
Velocidade de aproximação (v0) 0,47m/s
Nº de barras (N) 40
Perda de carga 100% desobstruída (hf) 0,01
Perda de carga 50% obstruída (hf) 0,089
Fonte: As Autoras
7.4 Vertedouro
A fórmula de Francis foi aplicada para o cálculo da altura da crista do
vertedouro que foi utilizado para a medição de vazão.
24
(10)
Onde:
Q= vazão (m³/s)
B= largura da crista ou soleira (m)
H= altura da lâmina d’água (m)
No uso desta formulação para este tipo de vertedouro, algumas condicionantes
devem ser adotadas, segundo especificações técnicas:
• A profundidade (P) do vertedor, ou seja, a altura do nível de fundo do
canal até a crista do vertedouro, não deverá ser menor que 0,10m;
• A altura da lâmina d’água (H) deve estar compreendida entre 0,03m e
0,75m;
• H/P não deve ser maior que um;
• A largura do vertedor (B) deve ser igual à do canal (b) e no mínimo igual
a 0,30m;
• O canal de aproximação deve ter comprimento mínimo de 20 vezes a
carga máxima (H) e declividade mínima ou nula.
A partir destes dados, foi adotada a largura B igual a largura do canal (b)
dimensionado anteriormente de 1,5m.
Calculando a altura crítica para a vazão máxima de 0,386m³/s, utilizando a
equação 10, tem-se:
0,386=1,838 ×1,5 × H32
H=0 ,27 m
Conferindo as condicionantes, observa-se que os valores estão dentro dos
padrões, conforme mostra a seguir:
P≥2H
P= 1,0m
H/P¿1
H/P = 0,27
Calculando a altura crítica para a vazão mínima de 0,108m³/s, a fim de verificar
se as condicionantes são atendidas, utilizando a equação 10, tem-se:
25
0,108=1,838 ×1,5 × H32
H=0 ,12 m
Conferindo as condicionantes, observa-se que os valores estão dentro dos
padrões, conforme mostra a seguir:
P≥2H
P= 1,0
H/P¿1
H/P = 0,12
O canal de aproximação conforme as condicionantes citadas acima deve ter
comprimento mínimo de 20 vezes a carga máxima (H) e declividade mínima ou nula.
Seu comprimento é definido pela equação 11.
Lcanal=20 × H (11)
Onde:
Lcanal= comprimento do canal (m)
H= altura crítica (m)
Substituindo-se:
Lcanal=20 ×0,27
Lcanal=5,4≅ 6,0 m
A altura do canal onde está o vertedouro, foi adotada como sendo a mesma do
canal chegada e transporte do efluente na ETE, sendo assim terá 1,13m.
Para o cálculo do tipo de escoamento, foi utilizada a equação de Froud (12), pois
é importante que este seja de regime fluvial, sem exagero de turbulência.
FR=v
√ g × yn (12)
Onde:
26
v= velocidade do escoamento (m/s)
g= aceleração da gravidade (9,81m/s)
yn= altura da lâmina d’água (m)
Para substituir na equação 12, é necessário calcular a velocidade do escoamento,
dada a partir da equação abaixo:
v=QA
(13)
Onde:
v= velocidade (m/s)
Q= vazão (m³/s)
A= área molhada do canal (m²)
Substituindo, tem-se:
v= 0,3861,5 × 0,63
v=0,408 m /s
FR=0,408
√9,81 ×0,63
FR=0 ,164
Como o Froud obtido é menor do que um, o escoamento é fluvial. Portanto o
canal após o vertedouro poderá ter o comprimento anteriormente calculado de 6,0m e a
largura do canal é ideal.
A tabela 11 demonstra os resultados gerais obtidos do dimensionamento do
vertedouro e também os dados previamente estabelecidos, e a prancha 02/16 detalha o
vertedouro.
Tabela 11: Resultados gerais obtidos do vertedouro.Parâmetro Valor
Carga máxima ou altura crítica (H) 0,27m
Comprimento do canal (Lcanal) 6,0m
Profundidade (P) 1,0m
27
Velocidade de escoamento (v) 0,408m/s
Froud (FR) 0,164
Fonte: As Autoras
7.5 Caixa de areia (desarenador)
O sistema de desarenação deverá ser dimensionado para a vazão máxima, desta
forma, a vazão de projeto utilizada para calcular esta unidade será de 0,386m³/s, visto
que a caixa de areia deverá ser projetada para suportar os picos de vazões.
Na tabela 12 abaixo, estão os parâmetros pré-estabelecidos, relativos ao
dimensionamento da caixa de areia.
Tabela 12: Parâmetros relativos ao dimensionamento da caixa de areia.Parâmetro Valor
Diâmetro médio das partículas 0,2mm
Velocidade média de
sedimentação (v2)
0,02m/s
Velocidade do fluxo (v1) 0,3m/s
Altura da lâmina d’água na caixa
de areia (h)
0,6m
Borda Livre 1,5m
Declividade do canal de
recolhimento dos sólidos
1%
Declividade do fundo 5%
Hmáx (vertedouro) 0,27m
Hmín (vertedouro) 0,12m
Taxa de areia retida 30L/1000m³ de efluente
[S.S.] 10mg/L
Conforme Jordão (1995), para dimensionar o comprimento da caixa de areia,
deve-se considerar a velocidade do fluxo horizontal do escoamento do esgoto e a
velocidade de sedimentação.
28
A equação que relaciona a velocidade de escoamento do esgoto com a
velocidade de sedimentação das partículas, utilizada para o cálculo do comprimento da
caixa de areia é a combinação das equações 14 e 15.
v1= Lt 1
e v2= ht 2
(14) e (15)
Onde:
v1= velocidade de fluxo longitudinal (m/s)
v2= velocidade de sedimentação (m/s)
L= comprimento da caixa de areia (m)
h= altura d’água na caixa (câmara de sedimentação) (m)
t1 e t2= tempo gasto pela partícula para percorrer as distâncias L e h.
De acordo com Jordão (1995), o tempo gasto para a partícula percorrer as distâncias
L e h é o mesmo, desta forma, t1 = t2, resultando na equação 16.
v1×h=L× v 2 (16)
Substituindo os valores na equação 16 tem-se:
L= 0,30,02
× h
L=15 × h
Foi considerado, por segurança, devido à turbulência, um fator de garantia de
50%, como é recomendado por Jordão (1995). Desta forma tem-se:
L=22,5× h
L=22,5 × 0,6
L=13,5m
O canal de descarte do desarenador terá uma declividade adotada em 1% a fim
de direcionar os sólidos a tubulação disposta no fundo da caixa. O fundo do desarenador
também terá uma declividade, adotada, neste caso, em 5% para que seja possível o
direcionamento dos sólidos retidos para a posterior remoção.
29
Conhecendo os valores de vazão máxima, velocidade do fluxo do esgoto e altura
d’água na caixa de areia, é possível, através da equação 17, determinar a largura da
caixa, com seção retangular, conforme segue:
bcaixa=Q
v 1× h (17)
Onde:
b = largura da caixa (m)
Q = vazão máxima (m³/s)
v1 = velocidade de fluxo longitudinal (m/s)
h = altura (m)
Sendo, assim:
bcaixa=0,386
0,3× 0,6
bcaixa=2,14m
O volume total da caixa de areia é obtido a partir da largura da caixa, do seu
comprimento e da altura, conforme a equação 18 abaixo:
Vt=b × L ×h (18)
Onde:
Vt = volume total (m³)
b = largura da caixa (m)
L = comprimento da caixa (m)
h = altura da caixa (m)
Substituindo obtém-se:
Vt=2,14 ×13,5× 0,6
Vt=17,33 m ³
A área da caixa de areia pode ser determinada utilizando a equação 19:
30
A=b × L (19)
Substituindo:
A=2,14 ×13,5
A=28,89≅ 28,9 m ²
A taxa de aplicação superficial pode ser obtida da resolução da equação 20,
abaixo descrita.
TA=QmáxA
(20)
Onde:
TA= taxa de aplicação (m³/m².dia)
Q = vazão máxima de projeto (m³/d)
A = área da caixa de areia (m²)
TA=0,38628,9
TA=0,0133m ³
m ². s×
86400 s1d
=1.149,12
TA ≅ 1.149m ³
m ². d
O valor obtido para a taxa de aplicação está dentro do esperado, uma vez que a
taxa de aplicação deve estar compreendida entre 600 e 1.300 m³/m².d, segundo a NBR
12.209/92.
O rebaixo é construído com o intuito de evitar arraste de sólidos, sendo uma
diferença de altura entre a caixa de areia e a Calha Parshall, ou neste caso do vertedouro
(AZEVEDO NETTO, 2000).
Para calcular o rebaixo é necessário, saber os valores de Hmáx e Hmín
referentes ao vertedouro, para a vazão máxima e mínima respectivamente. Os valores de
Hmáx e Hmín são 0,27 e 0,12m respectivamente. Assim sendo é possível calcular o
rebaixo Z, através da equação 21.
31
Z=(Qmáx × Hmín )−(Qmín × Hmáx )
Qmáx−Qmín
(21)
Onde:
Z= rebaixo (m)
Qmáx= vazão máxima (m³/s)
Qmín= vazão mínima (m³/s)
Hmáx e Hmín= alturas máxima e mínima no vertedouro (m)
Z=(0,386×0,12 )−(0,108× 0,27)
0,386−0,108
Z≅ 0,062m=6,2cm
Para o cálculo do volume diário retido de sólidos na caixa de areia foi utilizada a
seguinte equação:
V sólidos=Qméd ×[S . S .] (22)
Onde:
Vsólidos= volume diário retido de sólidos (L/d)
Qméd= vazão média (m³/s)
[S.S.] = concentração de sólidos sedimentáveis no efluente bruto (L/m³)
V sólidos=0,27 × 0,01=0,0027Ls
×86400 s
1 d
V sólidos≅ 233,3Ld=0,2333
m ³d
A altura diária de areia acumulada na caixa é calculada pela equação 23:
hareia=VA
(23)
Onde:
hareia= altura de areia acumulada por dia (m/d)
V= volume diário retido de sólidos (m³/d)
A= área da caixa de areia (m²)
32
hareia=0,2333
28,9
hareia≅ 0,0081md
=0,81cmd
A limpeza das caixas de areia serão efetuadas periodicamente em função do
volume acumulado, indica-se o período ideal de intervalo de limpeza a cada 10 dias,
avaliadas as dimensões do desarenador. Na parte operacional, uma das caixas será
mantida em funcionamento para limpeza da outra, e os resíduos serão acumulados
temporariamente em recipientes fechados para destino final a ser dado, em aterro
sanitário.
A tabela 13 demonstra os resultados gerais obtidos do dimensionamento da caixa de
areia, bem como a prancha 03/16.
Tabela 13: Resultados gerais obtidos da caixa de areia.Parâmetro Valor
Comprimento da caixa (L) 13,5m
Largura da caixa (bcaixa) 2,14m
Volume total da caixa (Vt) 17,33m³
Área total da caixa (A) 28,9m²
Taxa de aplicação superficial (TA) 1.149m³/m².d
Rebaixo (Z) 6,2cm
Volume de sólidos retidos (Vsólidos) 233,3L/d
Altura de areia acumulada (hareia) 0,81cm
Fonte: As Autoras
7.6 Tanque de equalização
Para o dimensionamento do tanque de equalização das vazões, utilizou-se o
método de duplas massas (Método de Ripoll). Vale ressaltar que este tanque terá nível
variável, e também agitação constante, a fim de evitar a sedimentação de sólidos.
Na tabela 14, pode-se observar a determinação das vazões equalizadas. A
coluna B representa a vazão horária, a coluna C é o somatório das vazões durante as
24h, sendo possível assim, calcular a vazão média em todo o período. A coluna D já
apresenta o volume de efluente equalizado acumulado, a coluna E apresenta a diferença
33
entre as vazões médias e as vazões parciais acumuladas, sendo possível observar a
variação durante o dia. A coluna F apresenta a diferença entre seu próprio valor e o
máximo da coluna anterior, sendo que, a condição mais desfavorável, ou seja, o valor
máximo desta diferença representa o volume ideal para o tanque. O gráfico da figura 03
sintetiza os resultados tabulados.
Tabela 14: Equalização das vazões.A B C D E Ft
(horas)Q (m³/h) (m³/h) Qmédia
(m³)D-C Máx (E) -E
0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 3159,091,00 834,32 834,32 968,33 134,02 3025,072,00 697,20 1531,52 1936,67 405,15 2753,943,00 557,76 2089,28 2905,00 815,72 2343,374,00 434,59 2523,86 3873,33 1349,47 1809,625,00 388,11 2911,97 4841,67 1929,69 1229,406,00 409,02 3321,00 5810,00 2489,00 670,097,00 536,84 3857,84 6778,33 2920,49 238,608,00 729,74 4587,58 7746,67 3159,09 0,009,00 1024,88 5612,46 8715,00 3102,54 56,55
10,00 1273,55 6886,01 9683,33 2797,32 361,7711,00 1315,38 8201,40 10651,67 2450,27 708,8212,00 1387,43 9588,82 11620,00 2031,18 1127,9113,00 1268,90 10857,73 12588,33 1730,61 1428,4914,00 1199,18 12056,91 13556,67 1499,75 1659,3415,00 1145,73 13202,64 14525,00 1322,36 1836,7316,00 1115,52 14318,16 15493,33 1175,17 1983,9217,00 1089,96 15408,12 16461,67 1053,55 2105,5418,00 1096,93 16505,05 17430,00 924,95 2234,1419,00 1124,82 17629,86 18398,33 768,47 2390,6220,00 1162,00 18791,86 19366,67 574,80 2584,2921,00 1201,51 19993,37 20335,00 341,63 2817,4622,00 1162,00 21155,37 21303,33 147,96 3011,1323,00 1094,60 22249,98 22271,67 21,69 3137,4024,00 990,02 23240,00 23240,00 0,00 3159,09
Q média Máximo Máximo968,33 3159,09 3159,09
Mínimo0,00
34
Figura 03: Perfil da equalização das vazões.
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 240
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
Afluente acumulado (C) Efluente médio equalizado (D)Volume do tanque de equalização (F)
Tempo (h)
Volu
me
(m³)
Na tabela 14, pode-se verificar que o volume ideal para o dimensionamento da
unidade de equalização é de 3.159,09 m³, e a vazão equalizada será de 968,33 m³/h.
A área útil do tanque de equalização pode ser calculada através da equação 24.
Sabendo que foi arbitrada uma altura de 5 m.
Au=Vh
(24)
Onde:
Au= área útil do tanque (m²)
V= volume (m³)
h= altura (m)
Au=3.159,09
5
Au=631,82 m ²
Considerando o tanque circular, através da equação 25, é possível determinar o
diâmetro deste.
Au=πD ²
4 (25)
Onde:
35
Au = área útil do tanque (m²);
D = diâmetro (m).
D=√ 4 Au
π=√ 4 ×631,82
π
D=28,36 m
Utilizando-se um diâmetro de 28,5m, tem-se uma nova área útil de 637,9m² e
um novo volume útil de 3189,5m³.
O tempo de detenção hidráulico pode ser calculado através da equação 26.
θh=VQ
(26)
Onde:
θh = tempo de detenção hidráulico (h)
V = volume (m³)
Q = vazão (m³/h)
θh=3189,5968,33
θh=3,3 h
Conforme Jordão (2010), a fim de evitar a geração de maus odores nesta etapa,
é recomendável homogeneizar o efluente através da utilização de aeração. Para tal,
adotou-se uma densidade de potência de 5W/m², e a potência do aerador é dada pela
equação 27:
P=dP× V (27)
Onde:
P = potência do aerador (W)
dP = densidade de potência (W/m³)
V = volume (m³)
P=5 × 3189,5
P=15.947,5 W
P≅ 21,4 hp
36
Dessa forma, analisando disponibilidade comercial e um melhor arranjo de
distribuição, serão adotados 5 aeradores de 5 hp, a fim de satisfazer a potência
necessária.
Os resultados gerais para o dimensionamento do tanque de equalização realizado
podem ser observados na tabela 15 e pode ser visualizado na prancha 04/16:
Tabela 15: Resultados gerais para o tanque de equalização.
Parâmetro Valor
Volume útil 3189,5m³
Vazão equalizada 968,33 m³/h
Área útil (Au) 637,9m²
Altura do tanque 5m
Diâmetro do tanque (D) 28,5m
Borda Livre 0,5m
Tempo de detenção hidráulico (θh) 3,3h
Densidade de potência 5W/m²
Potência total necessária (P) 15.947,5W = 21,4hp
Nº de aeradores 5
7.7 Alimentação escalonada com lodos ativados
O processo de alimentação escalonada consiste na distribuição de efluente em
quatro reatores anóxicos dispostos em série, sendo cada reator seguido por um reator de
lodo ativado, assim, cada conjunto receberá uma respectiva carga orgânica. O reciclo do
sedimentador retorna para o primeiro reator anóxico, garantindo a desnitrificação do
sistema.
Os parâmetros para o dimensionamento deste sistema de lodos ativados com
alimentação escalonada, segundo Metcalf and Eddy (2003), estão apresentados na tabela 16:
Tabela 16: parâmetros de projeto do processo de alimentação escalonada.
Parâmetro Metcalf and Eddy (2003)
θc 3 – 15 d
37
θh anóxico 2,0 a 4,0 h
θh aeróbio 4,0 a 12 h
Y 0,4 gSSV/gDQO
Kdn, 12°C 0,06 g/g.dia
Kd, 12°C 0,088 g/g.dia
μm, 12°C 0,44 g/g.dia
Ko 0,5 g/m³
SSVTA 1500 – 4000 mg/L
fd 0,15 g/g
Yn 0,12 gSSV/gNOx
Densidade de potência do aeróbio 5 W/m²
Densidade de potência do anóxico 8 – 13 kW/103.m³
Fonte: Adaptado de Metcalf and Eddy (2003)
Vazões
Para a definição das porcentagens de vazão de afluente a ser introduzida em cada
conjunto de reatores, levou-se em consideração que houvesse DQO rapidamente
biodegradável suficiente nos reatores anóxicos a fim de haver desnitrificação.
As vazões utilizadas foram:
Conjunto 01: 4336,8 m³/d
Conjunto 02: 15679,2 m³/d
Conjunto 03: 10008 m³/d
Conjunto 04: 3336 m³/d
Balanço de sólidos geral
O balanço de sólidos de todo o sistema foi calculado conforme a equação 28:
Xr=(Q+Qr)× Xa
Qr(28)
Onde:
Q= vazão total do afluente a ser tratado na ETE (m³/dia)
38
Qr = vazão do reciclo
Xa = concentração de células, arbitrada em 3000 g/m³
Xr=(33360+0,6 ×33360)×3000
0,6 ×33360
Xr=8000 g /m ³
7.7.1 Conjunto de Reatores 01
O primeiro conjunto de reatores contempla um reator anóxico e um reator
aeróbio. O reator anóxico recebe uma parcela de afluente (13%), bem como a vazão de
reciclo. O esquema pode ser visualizado na figura 04:
Figura 04: esquema representativo do processo de alimentação escalonada.
Fonte: As Autoras
Apesar do reator anóxico ser anterior ao reator aeróbio, calculou-se
primeiramente o aeróbio, para que alguns dos parâmetros calculados pudessem ser
utilizados no dimensionamento do anóxico.
Reator Aeróbio
O reator aeróbio do conjunto 01 foi dimensionado utilizando os parâmetros de
projeto conforme a tabela 17, bem como os parâmetros apresentado na tabela 16.
39
Tabela 17: Parâmetros de projeto para o primeiro reator aeróbio.
Q13
(m³/dia)
θh
(horas)
θc
(dias)
h (m) Lado 1 (m) Eficiência
(%)
4336,8 4 15 4 10 85
Fonte: As Autoras
O volume do reator foi calculado conforme a equação 29
V=Q 13×θh (29)
Onde:
V = volume do reator aeróbio (m³)
Q13 = vazão de alimentação, correspondente a 13% da vazão total. (m³/dia)
θh = tempo de detenção hidráulica (horas)
V=4336,8 ×4
24
V=722,8m ³
A área do reator é dada pela equação 30:
A=Vh
(30)
Onde:
A = área do reator (m²)
V = volume do reator (m³)
h = altura do reator, arbitrada em 4 metros.
A=722,84
A=180,7 m ²
40
O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que um dos
lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.
Lado 2=180,710
Lado 2=18,07 metros
A taxa de utilização do substrato é obtida através da equação 31:
1θc
=Y ×U −kd (31)
Onde:
θc = idade do lodo (dias)
Y = coeficiente de produção da biomassa (gSSV/gDQO)
U = taxa de utilização do substrato (kg DBO/kgSVV.d)
kd= coeficiente de decaimento bacteriano (g/g.d)
U=( 14+0,088)×( 1
0,4 )U=0,3867 kg DBO /kgSVV .d
A relação alimento/ microrganismo pode ser obtida pela equação 32:
U = A /M × E100
(32)
Onde:
A/M = relação alimento/microrganismo (kg DBO/kgSVV.d)
E = eficiência do sistema, arbitrada em 85%.
AM
=0,38670,85
AM
=0,4549 kg DBO/kgSVV . d
41
A produção de biomassa no reator, causada pelas bactérias heterotróficas e
nitrificantes é dada pela equação 33:
Pxssv=Q ×Y ×(So−S)
1+kd ×θc+
f d × kd ×Q ×Y ×(So−S )×θc1+k d× θc
+Q ×Y n × NOx
1+kd ×θc+Q× SSV nb
(33)
Onde:
Pxssv = biomassa produzida pelas heterotróficas e nitrificantes (kg SSV/d)
So = substrato na entrada do reator aeróbio (mg/L)
S = substrato na saída do reator aeróbio (mg/L)
fd = Fração de biomassa que permanece da lise celular (g/g)
NOx = nitrogênio oxidado a nitrato (mg/L)
SSVnb = sólidos suspensos não biodegradáveis (mg/L)
Pxssv=4336,8× 0,4 × (352−52,8 )
1+0,088 ×15+
0,15 × 0,088× 4336,8 × 0,4 × (352−52,8 )× 151+0,088× 15
+ 4336,8× 0,12×321+0,088 ×15
+5,6 ,(mg / L)sosnlise celular . er . obtida pela equa iniciodo capnnntelodos ativados , paraque alguns dos par 4336,8 ×24,75
Pxssv=384116,1 gSSV /d
Pxssv=384,116 kgSSV /d
A produção de sólidos suspensos totais é dada por:
Pxsst= A0,85
+ B0,85
+C+Q×(SST O−SSV O) (34)
Onde:
A= primeira parcela calculada no Pxssv;
B= segunda parcela calculada no Pxssv;
C= terceira parcela calculada no Pxssv;
SSTo = Sólidos suspensos totais na entrada do sistema (mg/L)
SSVo = Sólidos suspensos voláteis na entrada do sistema (mg/L)
Pxsst=223,71910,85
+ 44,2960,85
+8,765+4336,8 ×(220−165)
Pxsst=238848,1 kg SST /d
42
A massa de SSV no reator foi calculada pela equação 36:
mSSV =SSV × Volume reator1000
(35)
Onde:
SSV = sólidos suspensos voláteis na entrada (165 mg/L)
mSSV =165 ×722,81000
mSSV =119,262 kg/m ³
O nitrogênio necessário para a síntese de novas de novas células corresponde a 12%
do SSV, conforme a equação 37:
mN ssv=Pxssv × 0,12× 1000
Q
(36)
Onde:
mNssv = Nitrogênio necessário para a síntese de novas células (kg/m³)
mN ssv=223,7191× 0,12× 1000
4336,8
mN ssv=6,19 kg N /m ³
A quantidade de oxigênio que será calculada para atender a necessidade de
satisfazer a respiração endógena, a nitrificação, a degradação da matéria orgânica e a
mistura do afluente, pode ser obtida pela equação 38:
m O2=Q × ( SO−S )
1000−1,42× Pxssv+4,57 ×
Q ×(N o−N )1000
(37)
Onde:
mO2 = vazão mássica de oxigênio necessária (kgO2/dia)
No = nitrogênio oxidável (mg/L)
N = nitrogênio na saída (mg/L)
43
m O2=4336,8 × (352−52,8 )
1000−1,42× 384,1161+4,57 ×
4336,8 ×(18,8−5)1000
m O2=1636,443 kgO2/d
m O2=68,18 kgO2/h
Os difusores escolhidos para fazer a transferência de ar ao sistema possuem as
seguintes características:
- Cerâmicos porosos;
- Formato de domo;
- Bolhas finas;
- Faixa de vazão: 0,85 – 4 m³/h;
- Eficiência de transferência: 40% para água pura, 20 % para esgoto;
- Profundidade: 3 a 6 metros.
A massa de O2 total a ser introduzida se dá pela razão da massa necessária de O2
por 0,2 (correspondente a eficiência dos difusores para esgoto ).
m O2total=mO2
0,2
m O2tota l=340,92 kgO2/h
m O2total=10,65 kmol
m O2total=238,65 m ³
O novo volume de O2, ajustado pela temperatura, se dá pela equação 39:
V 2=T 2×V 1
T 1 (38)
Onde:
V2 = volume de O2 ajustado com a temperatura de projeto (m³)
T2 = temperatura de projeto (Kelvin)
V1 = volume de O2 na temperatura de 0°C
T1 = temperatura no zero absoluto (Kelvin)
44
V 2=285,16 ×238,65
273,15
V 2=249,13 m ³
QO2=249,13 m ³ /h
A massa efetiva de ar a ser introduzida no sistema se dá pela razão da QO2 por
0,21, que corresponde à porcentagem de 21% de oxigênio no ar.
Qar=249,130,21
Qar=1186 , 342 m ³ /h
A massa especifica do ar se dá pela equação 40:
mAR=ρar ×Q ar
3600 (39)
mAR=1,23 ×1186,3423600
mAR=0,4065 kg/ s
A potência dos difusores é dada pela equação (41)
P=mAR× R ×T o
8,41× E×[( pS
pe)
0,283
−1] (40)
Onde:
P = potência do compressor (kW)
mAR = vazão mássica de ar (kg/s)
R = constante do gás (8,314 kJ/kmol)
TO = temperatura absoluta de entrada (K)
pe = pressão absoluta de entrada no compressor (1,54 atm)
ps = pressão absoluta de saída no compressor (1 atm)
E = eficiência do compressor (75%)
P=0,4065 × 8,314 ×285,168,41× 0,75
×[( 1,541 )
0,283
−1]P=19,86 kW
45
P=26,62 HP
O número de difusores a ser colocado no tanque foi calculado pela seguinte
equação:
L=2× d+(n−1)× d (41)
Onde:
L = lado do reator (m)
d = distância entre os difusores (0,75 metros)
n = número de difusores
Para o Lado 1 com largura de 10 metros:
10=2× 0,75+(n−1)× 0,75
n=13 difusores
Para o Lado 2 com largura de 18,07 metros:
18,07=2× 0,75+(n−1)×0,75
n=24 difusores
O número total de difusores é de 312 difusores para o reator do conjunto 1.
A distância entre o último difusor e a parede é dada pela equação 42:
L=2×l+n × 0,75 (42)
Onde:
L = lado do reator (m)
n = número de difusores
l = distância entre último difusor e a parede (m)
Para o Lado 1 com largura de 10 metros:
10=2× l+13 × 0,75
l=0,125 metros
46
Para o Lado 2 com largura de 18,7 metros:
18,7=2× l+13× 0,75
l=0,035 metros
Para calcular a alcalinidade a ser adicionada ao sistema, utilizou-se a equação
43:
Aad=Ac−(Ap+ Aefl) (43)
Onde:
Aad = alcalinidade a ser adicionada (gCaCO3/m³)
Ac = alcalinidade consumida (gCaCO3/m³)
Ap = alcalinidade produzida (gCaCO3/m³)
Aefl = alcalinidade presente no efluente (100 gCaCO3/m³)
Para isso, devemos calcular o Ap e Ac, conforme as equações 44 e 45
Ap=3,57 × Nox (44)
Ac=7,14 × Nox (45)
Assim:
Ap=3,57 × 32
Ap=114,24 g CaCO 3 /m3
Ac=7,14 ×32
A c=228,48 gCaCO 3/m3
Substituindo na equação:
Aad=228,48−(114,24+100)
Aad=14,21 gCaCO 3/m3
Para passar para vazão mássica, multiplica-se pela vazão de entrada do reator e
divide-se por 1000:
47
Aad=14,21 × 4336,81000
Aad=61,63 kgCaCO 3/d
A alcalinidade adicionada será por bicarbonato de sódio (NaHCO3), assim:
1 eq-g de CaCO3 corresponde a 50 kg;
1 eq-g de NaHCO3 corresponde a 84 kg.
Aad=61,6350
Aad=0,36 kgCaCO3/d
m NaHCO3=0,36 ×84
m NaHCO3=30,67 kg NaHCO3
Reator anóxico
O reator anóxico do conjunto 01 foi dimensionado utilizando os parâmetros de
projeto conforme a tabela 18:
Tabela 18: parâmetros de projeto para o reator anóxico 01.
Q13
(m³/dia)
θh
(horas)
θc
(dias)
h (m) Lado 1 (m) Mistura de Potência
(kW/10³m³)
4336,8 4 15 4 10 8 – 13
O volume do reator anóxico foi calculado pela equação 29:
V=Q 13×θh (29)
Onde:
V = volume do reator anóxico (m³)
Q13 = vazão de alimentação, correspondente a 13% da vazão total. (m³/dia)
θh = tempo de detenção hidráulica (horas)
V=4336,8 ×4
24
V=722,8m ³
48
A área do reator é dada pela equação 30:
A=Vh
(30)
Onde:
A = área do reator (m²)
V = volume do reator (m³)
h = altura do reator, arbitrada em 4 metros.
A=722,84
A=180,7 m ²
O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que um dos
lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.
Lado 2=180,710
Lado 2=18,07 metros
O balanço de sólidos do conjunto de reatores 01 foi calculado conforme a
equação 46
r 1× Q× X 1=Q ×r 2 × Xr (46)
Onde:
Q= vazão de afluente total (m³/dia)
r1 = razão da vazão de entrada
r2 = razão da vazão de saída
Xr = concentração de sólidos no sistema (g/m³)
X 1=(0,6 ×33360)× 8000
0,73 ×33360
X 1=6575,34 g /m ³
49
A parcela de biomassa correspondente ao SSVb, utilizado na equação de
determinação de A/M representa 40% de X1, que é a taxa de degradação obtida conforme
equação 50:
Taxa dedegradação=DQOrb
DQOb (47)
Taxa dedegradação=150352
Taxa dedegradação=0,42
Assim, a biomassa correspondente ao reator anóxico do conjunto 01 é:
SSVb=6575,34 × 0,40
SSVb=2630,136 g/m ³
A relação alimentação/ microrganismos do reator anóxico foi calculada pela
equação 33:
AM
=Q 13× SO anóxico
V anóxico × SSV b (48)
Onde:
A/M = relação alimento/microrganismo do reator anóxico (kgDQO/KgSSVb.d)
Q13 = vazão do efluente correspondente a 13% da vazão total (m³/dia)
Soanóxico = substrato de entrada do reator anóxico (mgDQO/L)
Vanóxico = volume do reator anóxico (m³)
SSVb = biomassa do reator anóxico (gssv/m³)
AM
= 4336,8 × 352722,8 ×2630,136
AM
=0,80 kg DQOb/kg SSV b . d
Conforme Metcalf and Eddy (2003), os valores observados de SDNR para
reatores pré-anóxicos variam de 0,04 a 0,42 gNO3-N/gSSV.d.
50
Obteu-se inicialmente um valor de SDNR20 pela figura 8-23 do Metcalf and
Eddy (2003), cujo valor foi de 0,3 kgNO3-N/kgSSV.d.
Corrigiu-se o valor de SDNR para a temperatura de 12°C, pela equação 52:
SDNR12=SDNR20 ׿ (49)
Assim:
SDNR12=0,3 × ¿
SDNR12=0,24 kg NO3−N /kg SSV .d
A quantidade de NO3-N removido por dia é dada pela equação 53:
NO3−N=SDNR12× V × SSV b
1000
(50)
Onde:
V = volume do reator (m³)
SSVb = biomassa do reator anóxico (gssv/m³)
NO3−N=0,24 × 722,8× 2630,1361000
NO3−N=464,45 g /dia
Para calcular a energia de mistura no reator anóxico, utilizou-se a equação 51:
P=V × dP (51)
Onde:
P = potência de mistura
V = volume do reator anóxico
dP = densidade de potência (10 kW/10³m³)
P=722,8 ×10
103
P=7,23 kW
51
P=9,7 HP
Utilizar-se-á dois motores de 5 HP cada.
A tabela 19 apresenta um resumo dos resultados obtidos e as pranchas 05/16 e
06/16 apresentam os detalhamentos dos reatores.
Tabela 19: Resultados gerais para o Conjunto de Reatores 01.
Aeróbio Anóxico
Parâmetro Valor Parâmetro Valor
Volume (m³) 722,8 Volume(m³) 722,8
Área(m²) 180,7 Área(m²) 180,7
Lado 1(m) 10 Lado 1(m) 10
Lado 2(m) 18,07 Lado 2(m) 18,07
mNssv(N /m ³) 6,19 SSVb(g/m³) 2630,136
mO2(kgO2/h¿ 1908,19 A/Mb(kgDQOb/kgSSVb.d) 0,80
Px,sst¿) 238848,1 SDNR20(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,30
Px,ssv(kgSSV /d) 223719,1 SDNR12(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,24
Potência dos difusores (HP)
26,62 Taxa de degradação (%) 0,42
Número total de difusores
312 Potência de mistura (HP) 9,7
7.7.2 Conjunto de reatores 02
O segundo conjunto de reatores contempla um reator anóxico e um reator
aeróbio. O reator anóxico recebe uma parcela de afluente (47%). O esquema pode ser
visualizado na figura 05:
Figura 05: Esquema representativo do processo de alimentação escalonada.
52
Fonte: As Autoras
Reator Aeróbio
O reator aeróbio do conjunto 02 foi dimensionado utilizando os parâmetros de
projeto conforme a tabela 20, bem como os parâmetros apresentados na tabela 16
Tabela 20: Parâmetros de projeto para o segundo reator aeróbio.
Q13
(m³/dia)
θh
(horas)
θc
(dias)
h (m) Lado 1 (m) Eficiência
(%)
15679,2 4 15 4 10 85
Fonte: As Autoras
O volume do reator foi calculado conforme a equação 29:
V=15679,2 ×424
V=2613,2m ³
A área do reator é dada pela equação 30:
A=2613,24
A=653,3 m ²
O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que
um dos lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.
53
Lado 2=653,310
Lado 2=65,33 metros
A taxa de utilização do substrato é obtida através da equação 31:
U =( 14+0,088)×( 1
0,4 )U=0,3867 kg DBO /kgSVV .d
A relação alimento/ microrganismo pode ser obtida pela equação 32:
AM
=0,38670,85
AM
=0,4549 kg DBO/kgSVV . d
A produção de biomassa no reator, causada pelas bactérias heterotróficas e
nitrificantes é dada pela equação 33:
Pxssv=15679,2×0,4× (352−52,8 )
1+0,088× 15+
0,15× 0,088×15679,2×0,4× (352−52,8 )×151+0,088× 15
+ 15679,2× 0,12× 321+0,088×15
+15679,25,6 ,(mgL ) sosnlise celular . er .obtida pela equa iniciodocapnnnte lodos ativados , paraque alguns dos par 15679,21515×24,75
Pxssv=1388728 gSSV /d
Pxssv=1388,728 kgSSV /d
A produção de sólidos suspensos totais é dada pela equação 34:
Pxsst=808,830,85
+160,150,85
+31,69+15679,2 ×(220−165)
Pxsst=863527,7 kgSST /d
A massa de SSV no reator foi calculada pela equação 35:
mSSV =165 ×2613,21000
mSSV =431,178 kg /m ³
54
O nitrogênio necessário para a síntese de novas de novas células corresponde a 12%
do SSV, conforme a equação 36:
mN ssv=808,83× 0,12 ×1000
15679,2
mN ssv=6,19 kg N /m ³
A quantidade de oxigênio que será calculada para atender a necessidade de
satisfazer a respiração endógena, a nitrificação, a degradação da matéria orgânica e a
mistura do afluente, pode ser obtida pela equação 37:
m O2=15679,2 × (352−52,8 )
1000−1,42× 1388,728+4,57 ×
15679,2 ×(18,8−5)1000
m O2=5916,371 kgO2/d
m O2=246,5155 kgO2/h
Os difusores escolhidos para fazer a transferência de ar ao sistema possuem as
seguintes características:
- Cerâmicos porosos;
- Formato de domo;
- Bolhas finas;
- Faixa de vazão: 0,85 – 4 m³/h;
- Eficiência de transferência: 40% para água pura, 20 % para esgoto;
- Profundidade: 3 a 6 metros.
A massa de O2 total a ser introduzida se dá pela razão da massa necessária de O2
por 0,2 (correspondente a eficiência dos difusores para esgoto ).
m O2total=mO2
0,2
m O2total=1232,38 kgO2/h
m O2total=38,52 kmol
m O2total=862,8 m ³
O novo volume de O2, ajustado pela temperatura, se dá pela equação 38:
55
V 2=285,16 ×862,8
273,15
V 2=900,7 m ³
QO2=900,7 m ³/h
A massa efetiva de ar a ser introduzida no sistema se dá pela razão da QO2 por
0,21, que corresponde à porcentagem de 21% de oxigênio no ar.
Qar=900,70,21
Qar=4289,08 m ³/h
A massa especifica do ar se dá pela equação 39:
mAR=1,23×4289,083600
mAR=1,47 kg/ s
A potência dos difusores é dada pela equação 40:
P=1,47 × 8,314 ×285,168,41× 0,75
×[( 1,541 )
0,283
−1]P=71,78 kW
P=96,24 HP
O número de difusores a ser colocado no tanque foi calculado pela seguinte
equação 41:
Para o Lado 1 com largura de 10 metros:
10=2× 0,75+(n−1)× 0,75
n=13 difusores
Para o Lado 2 com largura de 65,33 metros:
65,33=2× 0,75+(n−1)× 0,75
n=87 difusores
56
O número total de difusores é de 1131 difusores para o reator do conjunto
2.
A distância entre o último difusor e a parede é dada pela equação 42:
Para o Lado 1 com largura de 10 metros:
10=2× l+13 × 0,75
l=0,125 metros
Para o Lado 2 com largura de 65,33 metros:
65,33=2× l+13× 0,75
l=0,04 metros
Para calcular a alcalinidade a ser adicionada ao sistema, utilizou-se a equação
43.
Para isso, devemos calcular o Ap e Ac, conforme as equações 44 e 45.
Assim:
Ap=3,57 × 32
Ap=114,24 g CaCO 3 /m3
Ac=7,14 ×32
Ac=228,48 g CaCO 3/m3
Substituindo na equação 43:
Aad=228,48−(114,24+100)
Aad=14,21 gCaCO 3/m3
Para passar para vazão mássica, multiplica-se pela vazão de entrada do reator e
divide-se por 1000:
Aad=14,21 ×15279,21000
Aad=217,12 kgCaCO 3/d
57
A alcalinidade adicionada será por bicarbonato de sódio (NaHCO3), assim:
1 eq-g de CaCO3 corresponde a 50 kg;
1 eq-g de NaHCO3 corresponde a 84 kg.
Aad=217,1250
Aad=4,34 kgCaCO3/d
m NaHCO3=4,34 × 84
m NaHCO3=364,75 kg NaHCO3
Reator anóxico
O reator anóxico do conjunto 02 foi dimensionado utilizando os parâmetros de
projeto conforme a tabela 21:
Tabela 21: parâmetros de projeto a serem utilizados no dimensionamento do
conjunto 02.
Q13
(m³/dia)
θh
(horas)
θc
(dias)
h (m) Lado 1 (m) Mistura de Potência
(kW/10³m³)
4336,8 4 15 4 10 8 – 13
O volume do reator anóxico foi calculado pela equação 29:
V=15679,2 ×424
V=2613,2m ³
A área do reator é dada pela equação 30:
A=2613,24
A=653,3 m ²
O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que um dos
lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.
58
Lado 2=653,310
Lado 2=65,3 metros
O balanço de sólidos do conjunto de reatores 02 foi calculado conforme a
equação 46:
r 1× Q× X 1=Q ×r 2 × X 2 (46)
Onde:
Q= vazão de afluente total (m³/dia)
r1 = razão da vazão de entrada
r2 = razão da vazão de saída
X1 = concentração de sólidos no Conjunto de reatores 01 (g/m³)
X 2=(0,73×33360)× 6575,34
1,2 ×33360
X 2=4285,72 g /m ³
A parcela de biomassa correspondente ao SSVb, utilizado na equação de
determinação de A/M representa 40% de X2, que é a taxa de degradação obtida conforme
equação 47:
Taxa dedegradação=0,42
Assim, a biomassa correspondente ao reator anóxico do conjunto 02 é:
SSVb=4285,72× 0,40
SSVb=1714,28 g/m ³
A relação alimentação/ microrganismos do reator anóxico foi calculada pela
equação 48:
AM
= 15679,2 ×3522613,2 ×1714,28
59
AM
=1,23 kg DQOb/kg SSV b . d
Obteu-se inicialmente um valor de SDNR20 pela figura 8-23 do Metcalf and
Eddy (2003), cujo valor foi de 0,39 kgNO3-N/kgSSV.d.
Corrigiu-se o valor de SDNR para a temperatura de 12°C, pela equação 49:
SDNR12=0,39 ׿
SDNR12=0,32 kg NO3−N /kg SSV . d
A quantidade de NO3-N removido por dia é dada pela equação 50:
NO3−N=0,32 ×2613,2 ×1714,221000
NO3−N=1422,79 g/dia
Para calcular a energia de mistura no reator anóxico, utilizou-se a equação 51:
P=2613,2 ×10
103
P=26,13 kW
P=35 HP
Utilizar-se-á sete motores de 5 HP cada.
A tabela 22 apresenta um resumo dos resultados obtidos e as pranchas 07/16 e
08/16 apresentam os detalhamentos dos reatores.
Tabela 22: Resultados gerais para o Conjunto de Reatores 02.
Aeróbio Anóxico
Parâmetro Valor Parâmetro Valor
Volume (m³) 2613,2 Volume(m³) 2613,2
Área(m²) 653,3 Área(m²) 653,3
Lado 1(m) 10 Lado 1(m) 10
Lado 2(m) 65,33 Lado 2(m) 65,3
mNssv(N /m ³) 6,19 SSVb(g/m³) 1714,28
60
mO2(kgO2/h¿ 246,52 A/Mb(kgDQOb/kgSSVb.d) 1,23
Px,sst¿) 863527,7 SDNR20(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,39
Px,ssv(kgSSV /d) 1388,728 SDNR12(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,32
Potência dos difusores (HP)
96,24 Taxa de degradação (%) 0,42
Número total de difusores
1131 Potência de mistura (HP) 35
Fonte: As Autoras
7.7.3 Conjunto de reatores 03
O terceiro conjunto de reatores contempla um reator anóxico e um reator
aeróbio. O reator anóxico recebe uma parcela de afluente (30%). O esquema pode ser
visualizado na figura 06:
Figura 06: Esquema representativo do processo de alimentação escalonada.
Fonte: As Autoras
Reator Aeróbio
O reator aeróbio do conjunto 03 foi dimensionado utilizando os parâmetros de
projeto conforme a tabela 23, bem como os parâmetros apresentado na tabela 16.
Tabela 23: Parâmetros de projeto para o terceiro reator aeróbio.
Q13
(m³/dia)
θh
(horas)
θc
(dias)
h (m) Lado 1 (m) Eficiência
(%)
61
10008 4 15 4 10 85
Fonte: As Autoras
O volume do reator foi calculado conforme a equação 29:
V=10008 ×4
24
V=1668m ³
A área do reator é dada pela equação 30:
A=16684
A=417 m ²
O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que
um dos lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.
Lado 2=41710
Lado 2=41,7metros
A taxa de utilização do substrato é obtida através da equação 31:
U =( 14+0,088)×( 1
0,4 )U=0,3867 kg DBO /kgSVV .d
A relação alimento/ microrganismo pode ser obtida pela equação 32:
AM
=0,38670,85
AM
=0,4549 kg DBO/kgSVV . d
A produção de biomassa no reator, causada pelas bactérias heterotróficas e
nitrificantes é dada pela equação 33:
62
Pxssv=10008×0,4 × (352−52,8 )
1+0,088× 15+
0,15×0,088×10008× 0,4× (352−52,8 )× 151+0,088×15
+ 10008× 0,12× 321+0,088×15
+100085,6 ,(mgL )sos nlise celular .er .obtida pelaequa inicio docapnnnte lodos ativados , paraque algunsdos par 15679,21515×24,75
Pxssv=886421,9 gSSV /d
Pxssv=886,4219 kgSSV /d
A produção de sólidos suspensos totais é dada pela equação 34:
Pxsst=516,270,85
+ 102,220,85
+20,22+10008 ×(220−165)
Pxsst=551187,9 kgSST /d
A massa de SSV no reator foi calculada pela equação 35:
mSSV =165 ×16681000
mSSV =275,22 kg /m ³
O nitrogênio necessário para a síntese de novas de novas células corresponde a 12%
do SSV, conforme a equação 36:
mN ssv=516,27 × 0,12 ×1000
10008
mN ssv=6,19 kg N /m ³
A quantidade de oxigênio que será calculada para atender a necessidade de
satisfazer a respiração endógena, a nitrificação, a degradação da matéria orgânica e a
mistura do afluente, pode ser obtida pela equação 37:
m O2=10008 × (352−52,8 )
1000−1,42 ×886,42+4,57 ×
10008×(18,8−5)1000
m O2=3776,4 kgO2/d
m O2=157,35 kgO2/h
Os difusores escolhidos para fazer a transferência de ar ao sistema possuem as
seguintes características:
- Cerâmicos porosos;
63
- Formato de domo;
- Bolhas finas;
- Faixa de vazão: 0,85 – 4 m³/h;
- Eficiência de transferência: 40% para água pura, 20 % para esgoto;
- Profundidade: 3 a 6 metros.
A massa de O2 total a ser introduzida se dá pela razão da massa necessária de O2
por 0,2 (correspondente a eficiência dos difusores para esgoto ).
m O2total=mO2
0,2
m O2total=786,75 kgO2/h
m O2total=24,59 kmol
m O2total=550,72 m ³
O novo volume de O2, ajustado pela temperatura, se dá pela equação 38:
V 2=285,16 ×550,72
273,15
V 2=574,9m ³
QO2=574,9 m ³ /h
A massa efetiva de ar a ser introduzida no sistema se dá pela razão da QO2 por
0,21, que corresponde à porcentagem de 21% de oxigênio no ar.
Qar=574,90,21
Qar=2737,7 m ³/h
A massa especifica do ar se dá pela equação 39:
mAR=1,23 ×2737,73600
mAR=0,938 kg/ s
A potência dos difusores é dada pela equação 40:
64
P=0,938 × 8,314 ×285,168,41× 0,75
×[( 1,541 )
0,283
−1]P=45,83 kW
P=61,43 HP
O número de difusores a ser colocado no tanque foi calculado pela seguinte
equação 41:
Para o Lado 1 com largura de 10 metros:
10=2× 0,75+(n−1)× 0,75
n=13 difusores
Para o Lado 2 com largura de 41,7 metros:
41,7=2×0,75+(n−1)× 0,75
n=55 difusores
O número total de difusores é de 715 difusores para o reator do conjunto 3.
A distância entre o último difusor e a parede é dada pela equação 42:
Para o Lado 1 com largura de 10 metros:
10=2× l+13 × 0,75
l=0,125 metros
Para o Lado 2 com largura de 41,7 metros:
41,7=2 ×l+13 ×0,75
l=0,225 metros
Para calcular a alcalinidade a ser adicionada ao sistema, utilizou-se a equação
43.
Para isso, devemos calcular o Ap e Ac, conforme as equações 44 e 45:
Assim:
Ap=3,57 × 32
65
Ap=114,24 g CaCO 3 /m3
Ac=7,14 ×32
Ac=228,48 g CaCO 3/m3
Substituindo na equação 43:
Aad=228,48−(114,24+100)
Aad=14,21 gCaCO 3/m3
Para passar para vazão mássica, multiplica-se pela vazão de entrada do reator e
divide-se por 1000:
Aad=14,21 ×100081000
Aad=142,21 kgCaCO 3/d
A alcalinidade adicionada será por bicarbonato de sódio (NaHCO3), assim:
1 eq-g de CaCO3 corresponde a 50 kg;
1 eq-g de NaHCO3 corresponde a 84 kg.
Aad=142,2150
Aad=2,84 kgCaCO3/d
m NaHCO3=2,84 ×84
m NaHCO3=238,56 kg NaHCO3
Reator anóxico
O reator anóxico do conjunto 03 foi dimensionado utilizando os parâmetros de
projeto conforme a tabela 24:
Tabela 24: parâmetros utilizados para o dimensionamento do conjunto 03.
Q13
(m³/dia)
θh
(horas)
θc
(dias)
h (m) Lado 1 (m) Mistura de Potência
(kW/10³m³)
10008 4 15 4 10 8 – 13
O volume do reator anóxico foi calculado pela equação 29:
66
V=10008 ×4
24
V=1668m ³
A área do reator é dada pela equação 30:
A=16684
A=417 m ²
O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que um dos
lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.
Lado 2=41710
Lado 2=41,7metros
O balanço de sólidos do conjunto de reatores 03 foi calculado conforme a
equação 46:
r 1× Q× X 2=Q ×r 2 × X 3 (46)
Onde:
Q= vazão de afluente total (m³/dia)
r1 = razão da vazão de entrada
r2 = razão da vazão de saída
X2 = concentração de sólidos no Conjunto de reatores 02 (g/m³)
X 3=(1,2× 33360)× 4285,72
1,5 ×33360
X 3=3428,58 g /m ³
A parcela de biomassa correspondente ao SSVb, utilizado na equação de
determinação de A/M representa 40% de X3, que é a taxa de degradação obtida conforme
equação 47.
67
Taxa dedegradação=0,42
Assim, a biomassa correspondente ao reator anóxico do conjunto 02 é:
SSVb=3428,58 ×0,40
SSVb=1371,43 g/m ³
A relação alimentação/ microrganismos do reator anóxico foi calculada pela
equação 48:
AM
= 10008 ×3521668 ×1371,43
AM
=1,54 kg DQOb/kg SSV b . d
Obteu-se inicialmente um valor de SDNR20 pela figura 8-23 do Metcalf and
Eddy (2003), cujo valor foi de 0,41 kgNO3-N/kgSSV.d.
Corrigiu-se o valor de SDNR para a temperatura de 12°C, pela equação 49:
SDNR12=0,41 ׿
SDNR12=0,33 kg NO3−N /kgSSV . d
A quantidade de NO3-N removido por dia é dada pela equação 50:
NO3−N=0,33 ×1668 ×1371,431000
NO3−N=763,79 g/dia
Para calcular a energia de mistura no reator anóxico, utilizou-se a equação 51:
P=1668 ×10
103
P=16,7 kW
P=22,4 HP
Utilizar-se-á cinco motores de 5 HP cada.
68
A tabela 24 apresenta um resumo dos resultados obtidos e as pranchas 09/16 e
10/16 apresentam os detalhamentos dos reatores.
Tabela 25: Resultados gerais para o Conjunto de Reatores 03.
Aeróbio Anóxico
Parâmetro Valor Parâmetro Valor
Volume (m³) 1668 Volume(m³) 1668
Área(m²) 417 Área(m²) 417
Lado 1(m) 10 Lado 1(m) 10
Lado 2(m) 41,7 Lado 2(m) 41,7
mNssv(N /m ³) 6,19 SSVb(g/m³) 1371,43
mO2(kgO2/h¿ 157,35 A/Mb(kgDQOb/kgSSVb.d) 1,54
Px,sst¿) 551187,9 SDNR20(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,41
Px,ssv(kgSSV /d) 886,42 SDNR12(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,33
Potência dos difusores (HP)
61,43 Taxa de degradação (%) 0,42
Número total de difusores
715 Potência de mistura (HP) 22,4
Fonte: As Autoras
7.7.4 Conjunto de reatores 04
O quarto conjunto de reatores contempla um reator anóxico e um reator aeróbio.
O reator anóxico recebe uma parcela de afluente (10%). O esquema pode ser
visualizado na figura 07:
Figura 07: Esquema representativo do processo de alimentação escalonada.
69
Fonte: As Autoras
Reator Aeróbio
O reator aeróbio do conjunto 04 foi dimensionado utilizando os parâmetros de
projeto conforme a tabela 26 bem como os parâmetros apresentado na tabela 16.
Tabela 26: Parâmetros de projeto para o terceiro reator aeróbio.
Q13
(m³/dia)
θh
(horas)
θc
(dias)
h (m) Lado 1 (m) Eficiência
(%)
3336 4 15 4 10 85
Fonte: As Autoras
O volume do reator foi calculado conforme a equação 29:
V=3336×4
24
V=556 m ³
A área do reator é dada pela equação 30:
A=5564
A=139 m ²
O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que
um dos lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.
70
Lado 2=13910
Lado 2=13,9 metros
A taxa de utilização do substrato é obtida através da equação 31:
U =( 14+0,088)×( 1
0,4 )U=0,3867 kg DBO /kgSVV .d
A relação alimento/ microrganismo pode ser obtida pela equação 32:
AM
=0,38670,85
AM
=0,4549 kg DBO/kgSVV . d
A produção de biomassa no reator, causada pelas bactérias heterotróficas e
nitrificantes é dada pela equação 33:
Pxssv=3336× 0,4× (352−52,8 )
1+0,088×15+
0,15×0,088× 3336×0,4× (352−52,8 ) ×151+0,088×15
+ 3336×0,12×321+0,088×15
+33365,6 ,(mgL )sos nlisec elular . er . obtida pela equa iniciodo capnnntelodos ativados , paraque alguns dos par15679,21515×24,75
Pxssv=295474 gSSV /d
Pxssv=295,474 kgSSV /d
A produção de sólidos suspensos totais é dada pela equação 34:
Pxsst=172,090,85
+ 34,070,85
+6,74+3336 ×(220−165)
Pxsst=183729,3 kg SST /d
A massa de SSV no reator foi calculada pela equação 35:
mSSV =165 ×5561000
mSSV =91,74 kg /m ³
71
O nitrogênio necessário para a síntese de novas de novas células corresponde a 12%
do SSV, conforme a equação 36:
mN ssv=172,09 × 0,12× 1000
3336
mN ssv=6,19 kg N /m ³
A quantidade de oxigênio que será calculada para atender a necessidade de
satisfazer a respiração endógena, a nitrificação, a degradação da matéria orgânica e a
mistura do afluente, pode ser obtida pela equação 37:
m O2=3336 × (352−52,8 )
1000−1,42×295,474+4,57 ×
3336 ×(18,8−5)1000
m O2=1258,8 kgO2/d
m O2=52,45 kgO2/h
Os difusores escolhidos para fazer a transferência de ar ao sistema possuem as
seguintes características:
- Cerâmicos porosos;
- Formato de domo;
- Bolhas finas;
- Faixa de vazão: 0,85 – 4 m³/h;
- Eficiência de transferência: 40% para água pura, 20 % para esgoto;
- Profundidade: 3 a 6 metros.
A massa de O2 total a ser introduzida se dá pela razão da massa necessária de O2
por 0,2 (correspondente a eficiência dos difusores para esgoto).
m O2total=mO2
0,2
m O2total=262,25 kgO 2/h
m O2total=8,19 kmol
m O2total=183,57 m ³
O novo volume de O2, ajustado pela temperatura, se dá pela equação 38:
72
V 2=285,16 ×183,57
273,15
V 2=191,64 m ³
QO2=191,64 m ³/h
A massa efetiva de ar a ser introduzida no sistema se dá pela razão da QO2 por
0,21, que corresponde à porcentagem de 21% de oxigênio no ar.
Qar=191,64
0,21
Qar=912,57 m ³/h
A massa especifica do ar se dá pela equação 39:
mAR=1,23×912,573600
mAR=0,313 kg/ s
A potência dos difusores é dada pela equação 40:
P=0,313 × 8,314 ×285,168,41× 0,75
×[( 1,541 )
0,283
−1]P=15,27 kW
P=20,48 HP
O número de difusores a ser colocado no tanque foi calculado pela equação 41:
Para o Lado 1 com largura de 10 metros:
10=2× 0,75+(n−1)× 0,75
n=13 difusores
Para o Lado 2 com largura de 13,9 metros:
13,9=2× 0,75+(n−1)× 0,75
n=18 difusores
73
O número total de difusores é de 234 difusores para o reator do conjunto 4.
A distância entre o último difusor e a parede é dada pela equação 42:
Para o Lado 1 com largura de 10 metros:
10=2× l+13 × 0,75
l=0,125 metros
Para o Lado 2 com largura de 13,9 metros:
13,9=2× l+13 × 0,75
l=0,2 metros
Para calcular a alcalinidade a ser adicionada ao sistema, utilizou-se a equação
43.
Para isso, devemos calcular o Ap e Ac, conforme as equações 44 e 45.
Assim:
Ap=3,57 × 32
Ap=114,24 g CaCO 3 /m3
Ac=7,14 ×32
Ac=228,48 g CaCO 3/m3
Substituindo na equação 43:
Aad=228,48−(114,24+100)
Aad=14,21 gCaCO 3/m3
Para passar para vazão mássica, multiplica-se pela vazão de entrada do reator e
divide-se por 1000:
Aad=14,21 ×33361000
Aad=47,4 kgCaCO 3/d
A alcalinidade adicionada será por bicarbonato de sódio (NaHCO3), assim:
1 eq-g de CaCO3 corresponde a 50 kg;
74
1 eq-g de NaHCO3 corresponde a 84 kg.
Aad=47,450
Aad=0,95 kgCaCO3/d
m NaHCO3=0,95 ×84
m NaHCO3=79,64 kg NaHCO3
Reator anóxico
O reator anóxico do conjunto 04 foi dimensionado utilizando os parâmetros de
projeto conforme a tabela 27:
Tabela 27: parâmetros a serem utilizados no dimensionamento do conjunto 04.
Q13
(m³/dia)
θh
(horas)
θc
(dias)
h (m) Lado 1 (m) Mistura de Potência
(kW/10³m³)
3336 4 15 4 10 8 – 13
O volume do reator anóxico foi calculado pela equação 29:
V=3336×4
24
V=556 m ³
A área do reator é dada pela equação 30:
A=5564
A=139 m ²
O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que um dos
lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.
Lado 2=13910
Lado 2=13,9 metros
75
O balanço de sólidos do conjunto de reatores 04 foi calculado conforme a
equação 46:
r 1× Q× X 3=Q × r2 × X 4 (46)
Onde:
Q= vazão de afluente total (m³/dia)
r1 = razão da vazão de entrada
r2 = razão da vazão de saída
X3 = concentração de sólidos no Conjunto de reatores 03 (g/m³)
X 4=(1,67 ×33360)× 3428,58
1,77 ×33360
X 4=3214,3 g /m ³
A parcela de biomassa correspondente ao SSVb, utilizado na equação de
determinação de A/M representa 40% de X4, que é a taxa de degradação obtida conforme
equação 47:
Taxa dedegradação=0,42
Assim, a biomassa correspondente ao reator anóxico do conjunto 02 é:
SSVb=3214,3 ×0,40
SSVb=1285,72 g /m ³
A relação alimentação/ microrganismos do reator anóxico foi calculada pela
equação 48
AM
= 3336 ×352556 ×1285,72
AM
=1,64 kg DQOb/kg SSV b . d
Obteu-se inicialmente um valor de SDNR20 pela figura 8-23 do Metcalf and
Eddy (2003), cujo valor foi de 0,42 kgNO3-N/kgSSV.d.
76
Corrigiu-se o valor de SDNR para a temperatura de 12°C, pela equação 49:
SDNR12=0,42 ׿
SDNR12=0,34 kg NO3−N /kg SSV .d
A quantidade de NO3-N removido por dia é dada pela equação 50:
NO3−N=0,34 × 556 ×1285,721000
NO3−N=244,51 g/dia
Para calcular a energia de mistura no reator anóxico, utilizou-se a equação 51:
P=556 ×10
103
P=5,56 kW
P=7,45 HP
Utilizar-se-á um motor de 10 HP.
A tabela 28 apresenta um resumo dos resultados obtidos e as pranchas 11/16 e
12/16 apresentam os detalhamentos dos reatores.
Tabela 28: Resultados gerais para o Conjunto de Reatores 04.
Aeróbio Anóxico
Parâmetro Valor Parâmetro Valor
Volume (m³) 556 Volume(m³) 556
Área(m²) 139 Área(m²) 139
Lado 1(m) 10 Lado 1(m) 10
Lado 2(m) 13,9 Lado 2(m) 13,9
mNssv(N /m ³) 6,19 SSVb(g/m³) 1285,72
mO2(kgO2/h¿ 52,45 A/Mb(kgDQOb/kgSSVb.d) 1,64
Px,sst¿) 183729,3 SDNR20(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,42
77
Px,ssv(kgSSV /d) 295,474 SDNR12(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,34
Potência dos difusores (HP)
20,48 Taxa de degradação (%) 0,42
Número total de difusores
234 Potência de mistura (HP) 7,45
Fonte: As Autoras
Para saber a quantidade de NO3-N no efluente final, utilizou-se o método usado
por Metcalf and Eddy (2003), apresentado na página 775.
A tabela a seguir mostra os valores com o método aplicado:
Tabela 29: valores do método Metcalf and Eddy.
Total NO3-N
Remoção
Anóx
Sobra anóx.
Sobra anóx corrigido
NO3-N prod.
NO3-N efluente
Reator 1 99,48 464,45 -364,97 0,00 160,40 160,40Reator 2 160,40 1422,7
9-1262,40 0,00 579,90 579,90
Reator 3 579,90 763,79 -183,90 0,00 370,15 370,15Reator 4 370,15 244,51 125,64 125,64 123,38 249,02
Efluente NO3-N= 4,67 mg/L
O valor da primeira linha da primeira coluna foi obtido pela seguinte equação:
NO3−N=Q ×r × 4,971000
(53)
Onde:
Q = vazão total do sistema
r = razão de reciclo (0,6)
A coluna 2 foi preenchida com os valores calculados de NO3-N removido, pela
equação 53, já apresentada anteriormente.
A coluna 3 é a subtração da coluna 1 pela coluna 2.
A coluna 4 é a correção dos valores da coluna 3, onde os negativos foram
substituídos por 0.
A coluna 5 é a subtração do PxSSV total menos a parcela A, destinada a síntese
de novas células.
A coluna 6 é a soma da coluna 4 com a coluna 5.
78
O valor de 4,67 mg NO3-N/L foi encontrado pela equação:
NO3−N final=NO3−N reator 4
1,6 ×Q total×1000 (54)
Obtendo-se assim uma eficiência considerável nos reatores anóxicos.
7.8 Remoção química de fósforo
A remoção de fósforo em ETEs pode ocorrer por processos físico-químicos
mediante o uso de sais de alumínio, a vantagem desse processo de remoção de fósforo é
a sua flexibilidade, podendo ser facilmente adaptado em unidades já existentes na
estação (MARGUTI, 2008).
Neste projeto optou-se pela técnica de precipitação química para remoção de
fósforo. Será utilizado Sulfato de Alumínio líquido, onde serão inseridas dosagens do
mesmo, no último reator, de forma a aproveitar a mistura. Também se fará
aproveitamento do sedimentador secundário para o precipitado.
Na dosagem de solução de Sulfato de Alumínio para a remoção de fósforo
seguiu-se o roteiro de cálculo como apresenta Metcalf & Eddy (2003):
1. Fórmula para Sulfato de Alumínio Líquido: Al2(SO4)3.:18H2O
2. Relação massa/volume: 48%
3. Densidade de solução: 1,2 kg/L
4. Relação Molar de Al:P para eficiência de remoção de 95%: 2,3
A concentração de fósforo a ser removida é estabelecida levando em conta a
redução do valor inicial em função da incorporação à biomassa nos processos
anteriores, encontrou-se:
P x SSV lodos=2954,74 kg P /d (54)
Para determinação da dosagem de solução de Sulfato de Alumínio utilizou-se
uma série de equacionamentos. O fósforo incorporado à biomassa representa 2% da
quantidade de biomassa produzida. Levando em consideração essa porcentagem,
encontra-se a quantidade de fósforo incorporado a biomassa, conforme descrito na
equação 55:
Pinc=Px , SSV x 0,0(55)
79
Onde:
Pinc: fósforo incorporado à biomassa (Kg P/d);
Px,SSV: biomassa produzida no reator aerado(Kg SSV/dia).
Pinc=2954,74 x0,02
Pinc=59,09Kg P
d
Segundo Metcalf e Eddy, 2003, pode-se considerar a concentração de fósforo na
entrada de 8 mgP/L. Para determinar o peso da solução do alumínio por litro, sabendo
que sua concentração é de 48% e a densidade da solução líquida é de 1,2 Kg/L, utiliza-
se a equação 56:
AL
=C x ρ (56)
Onde:
A/L: peso da solução (Kg/L);
C: concentração de alumínio na solução (%);
ρ: densidade do alumínio (Kg/L).
AL
=0,48 x1,2
AL
=0,58KgL
Para determinar o peso do alumínio por litro, considerando o peso molecular do
sulfato de alumínio de 666,5 e do alumínio de 26,98, utiliza-se a equação 57:
AlumL
= AL
x ( 2x malu
msolução)(57)
Onde:
Alum/L: peso do alumínio (Kg/L);
A/L: peso da solução (Kg/L);
malu: peso do alumínio;
msolução: peso da solução.
80
AlumL
=0,58 x ( 2x 26,98666,5 )
AlumL
=0,0466 Kg / L
Para determinar a quantidade de alumínio necessário utiliza-se a relação de 1
mol de Al para cada um mol Fósforo, desta maneira tem-se:
1 Kg Al=1 kmol P
X=1 kmol
Então tem-se:
1 Kg Al=30,97 Kg
X=26,98 Kg
X=0,87 Kg Al / Kg P
Com eficiência arbitrada em 95%, utiliza-se uma relação molar de Al:P:2,3,
desta maneira tem-se a quantidade de alumínio requerida por cada quilo de fósforo,
calculado pela equação 58:
Alumínio=R x ( X1 ) x( 1
AlumL )(58)
Onde:
Alumínio: quantidade de alumínio (L Al/Kg P);
R: relação molar;
X: alumínio necessário (L Al/Kg P);
Alum/L: peso do alumínio (Kg/L).
Aluminio=2,3 x ( 0,871 ) x ( 1
0,0466 )Aluminio=42,94 L Al /Kg P
81
Determina-se a vazão mássica de fósforo na entradae na saída e encontra-se a
concentração de fósforo, para determina-se a quantidade de sulfato de alumínio por dia
seguindo-se a equação 59:
Na entrada
ṁPentrada=[ P ] x Q0
1000 (59)
Onde:
ṁP entrada= vazão mássica de entrada do fósforo (KgP/d);
[P]= concentração de fósforo (mgP/L);
Q0= vazão máxima do efluente (m3/d).
ṁPentrada=8 x 33360
1000
ṁPentrada=266 , 88 kgP/d
Na saída:
ṁPsaída=ṁPentrada−Pinc (60)
Onde:
ṁP saída= vazão mássica na saída (KgP/d);
ṁP entrada= vazão mássica de entrada (KgP/d);
Pinc= fósforo incorporado à biomassa (Kg P/d).
ṁPsaída=266,88−59,09
ṁPsaída=207,79 kgP/d
Obtendo-se em concentração:
[ P ]=mPsaída∗1000
Q0 (61)
82
[ P ]=207∗100033360
[ P ]=6,23 g/m3
Com os dados acima e a vazão é possível determinar a quantidade de solução de
sulfato de alumínio por dia através da equação 62:
Alm=Q x Pe x Alumínio
1000(62)
Onde:
Alm: solução de sulfato por dia (L/d);
Q: vazão (m3/dia);
Pe: concentração fósforo na entrada (mg/L);
Alumínio: quantidade de alumínio (L Al/Kg P).
Alm=33360 x 6,23 x 42,941000
Alm=8924,34 L Al2 ¿¿
Considerando a Resolução CONSEMA 128/2006, para a faixa de vazão maior
que 10000m³/dia, a concentração de fósforo na saída da estação de tratamento deve ser
de no máximo 1mg/L e a eficiência de remoção de no mínimo 75%.
P = 6,23 mg/L
E = 95%
Psaída = 6,23 – (6,23 x 0,95) = 0,3115mg/L
Foi projetado para uma eficiência de remoção de 95%, resultando num valor de
0,3115 mg/L. Este valor fica dentro dos padrões estabelecidos por lei.
Os resultados gerais para a remoção química de fósforo realizada podem ser
observados na tabela 30:
Tabela 30: Resultados gerais para a remoção química de fósforo.
83
Parâmetro Valor
Biomassa produzida 2954,74 kgP/d
Fósforo incorporado à biomassa 59,09 kgP/d
Concentração de fósforo na entrada 8 mgP/d
Peso da solução do alumínio por litro 0,58 kg/L
Peso do alumínio por litro 0,0466 kg/L
Alumínio necessário 0,87 kg Al/Kg P
Eficiência 95%
Alumínio requerido 42,94 L Al/ kg P
Vazão mássica de fósforo na entrada 266,88 kg P/d
Vazão mássica de fósforo na saída 207,79 kg P/d
Sulfato de alumínio por dia 6,23 g/m3
Solução de sulfato de alumínio por dia 8924,34 L Al2(SO4)3/d
Fósforo na saída da estação 0,315 mg/L
Fonte: As Autoras
7.9 Sedimentador secundário
Segundo NBR 12209 e Von Sperling foram adotados alguns parâmetros de
projeto para os cálculos do sedimentador secundário.
Tabela 31: Parâmetros relativos ao dimensionamento do sedimentador
secundário.
Assim,
foi
possível calcular a área, volume e Tempo de Detenção Hidráulica do sedimentador
secundário, circular.
Área superficial do sedimentador:
84
Parâmetro Valor
Taxa de reciclo de lodo (R) 0,6
Taxa de Aplicação Hidráulica
(TAH)
28 m³/m².d
Taxa de Aplicação Superficial
(TAS)
144 kgSS/ m².d
As= QTAH
(63)
As= QTAS
(64)
Sendo:
As= Área superficial (m²)
TAH= Taxa de Aplicação Hidráulica (m³/m².d)
TAS= Taxa de Aplicação Superficial (kgSS/ m².d)
Segundo Von Sperling, deve-se utilizar a maior Área Superficial:
As= QTAH
As=3336028
= 1191,43m².
As = Q
TAS As=33360
144=231 , 67 m ².
Diâmetro do sedimentador:
D=√ 4 xAsπ
(65)
D=√ 4 x 1191,43π
D= 39 m
Para o dimensionamento do sedimentador secundário, foi adotada uma
profundidade de 4 metros, borda livre de 0,5 metros e uma inclinação nas paredes de
10%.
Altura de inclinação:
Hc=D /210
(66)
85
Hc= 1,95m
Onde:
Hc: Altura inclinada (m)
D: Diâmetro (m)
Volume do sedimentador
Para calcular o volume do sedimentador utiliza-se a equação (67):
V s=A × H t (67)
V s=1194,43× 4
V s=4778,36 m ³
Onde:
V s = volume do sedimentador (m³)
A= área do sedimentador (m²)
H t= altura da zona de lodo (m)
Tempo de Detenção Hidráulica
TDH=VQ
(68)
TDH=4778,3633360
TDH=3,43h
Onde:
V s = volume do sedimentador (m³)
Q= vazão do sedimentador (m ³s
)
TDH= tempo de detenção hidráulica (h)
Diâmetros das tubulações do sedimentador
O diâmetro interno ou área livre de escoamento é fundamental na escolha da
canalização já que, quanto maior a vazão a ser bombeada, maior deverá ser o Ø interno
86
da tubulação, a fim de diminuírem-se as velocidades e, consequentemente, as perdas de
carga. Para calcular os diâmetros das tubulações, usamos a equação de Bresse.
D=k √Qr (69)
Onde:
D = Diâmetro interno do tubo (m)
K = 1,2 - Coeficiente de custo de investimento x custo operacional. Usualmente
aplicasse um valor entre 0,8 e 1,5;
Qr = Vazão de reciclo, em m³/ s;
Diâmetro de tubulação de saída
Para a saída do sedimentador, obtém-se o seguinte diâmetro:
Ds=1,2√0,23
Ds=0,57 m
Foi adotada uma tubulação de diâmetro comercial de 600mm para a saída do
sedimentador.
Diâmetro de tubulação de entrada
Para a entrada do sedimentador, obtém-se o seguinte diâmetro:
De=1,2√0,386
De=0,74m
Foi adotada uma tubulação de diâmetro comercial de 700 mm para a entrada do
sedimentador.
Ângulo de inclinação do fundo do sedimentador
tgθ= 112
θ=4,76 °
87
Sendo:
θ= ângulo de inclinação do fundo do sedimentador (graus)
Carga de sólidos:
C S=(Qr+Q ) xSSV
As
(70)
Cs=(20016+33360 ) x 165
1194,6
Cs=7,37 kg SS/m ². d
Sendo:
SSV: Concentração de Sólidos Suspensos Voláteis (mg/l)
Qr: Vazão de reciclo ( m³/s)
Q: Vazão maxima de projeto ( m³/s)
Massa de lodo no sedimentador
Para calcular a massa de lodo, foi arbitrada uma eficiência de operação no
sedimentador de 50%.
Mlodo=QxSSTxE (71)
Mlodo=33360 x220 x 0,51000
Mlo do=3669,6kgd
Sendo:
Mlodo: Massa de lodo gerada (kg/d)
Q: Vazão maxima de projeto ( m³/s)
SST: Concentração de Sólidos Suspensos Totais (mg/l)
E: Eficiência de operação ( %)
Volume total de lodo no sedimentador
88
Para calcular o volume do lodo, é necessário adotar um teor de sólidos que se dá
pela relação teor de sólidos e de umidade. A relação adotada foi de 4% de sólidos e 96%
de umidade (Von Sperling e Gonçalves, 2001).
Vlodo= MlodoρxγxTs
(72)
Vlodo= 3669,61,2 x1000 x 0,04
Vlodo=76,45 m ³/d
Sendo:
Vlodo: Volume de lodo gerado (m³/d)
ρ= massa específica do efluente (kg/m³)
γ= peso específico (kg/m³)
Ts= (%)
Vertedouros de saída do lodo no sedimentador
Pelo tamanho do sedimentador, foi possível calcular a quantidade de vertedouros
de 1225 na circunferência de 122,5 m e também decidido o formato do vertedouro para
triangular.
Dimensionamento dos vertedouros
Vazão no vertedouro:
Qvert= Qtotalnum.vertedouros
(73)
Qvert=333601225
Qvert=3,15 x10−4 m ³/s
Altura dos vertedouros:
Q=1,4 H52 (74)
H=4,5 cm
Sendo:
Q: Vazão maxima de projeto ( m³/s)
H: Altura dos vertedouros ( cm)
89
Velocidade:
Q=vxA (75)A=bx h2
(76)
v= 3,15 x10−4
(0,1 x0,045)/2
v=0,14ms
Sendo:
v: Velocidade de passage no vertedouro (m/s)
b: base do vertedouro (m)
h: altura do vertedouro (m)
Q: vazão maxima de projeto (m³/s)
Segundo Von Sperling, a velocidade de passagem no vertedouro não deve
ultrapassar 2m/s, assim a velocidade calculada se enquadra neste parâmetro.
Seguem resultados do dimensionamento do sedimentador secundário na tabela
32 e visualizado na prancha 14/16.
Tabela 32: Resultados obtidos do sedimentador secundário.
Parâmetro Valor
Eficiência (E) 50%
Taxa de reciclo de lodo (r) 0,6
Carga de sólidos (Cs) 7,37 kg SS/m². d
Área Superficial (As)1191,43m²
Diâmetro (D) 39 m
Volume do sedimentador (Vs) 4778,36 m ³
Ângulo de inclinação do
fundo do sedimentador
4,76°
Tempo de detenção hidráulica
(TDH)
3,43h
Diâmetro da tubulação de entrada
(De)
700mm
Diâmetro da tubulação de entrada 600mm
90
(Ds)
Número de vertedouros 1225
Massa de lodo (Mlodo) 3669,6 kg/d
Volume de lodo (Vlodo) 76,45 m³/d
Fonte: As Autoras
7.10 Desinfecção química com cloro
As dosagens de cloro demandadas para a desinfecção dependem basicamente das
características do efluente a ser tratado e dos processos utilizados, conforme pode ser
visualizado na tabela 33 a seguir:
Tabela 33 – Dosagens de cloro recomendadas conforme processo de tratamento.
Fonte: Jordão & Pessôa
(2005).
O
cloro
empregado na desinfecção será na forma gasosa e a dosagem utilizada será de 8 mg/L
de cloro, conforme verifica-se na tabela 15, sendo o processo empregado de lodos
ativados. Através da equação 77 determina-se a quantidade de cloro necessária por dia.
D=Q . C (77)
Onde:
D: quantidade de cloro (Kg ClO2/dia;
Q: vazão (m3/dia);
C: dosagem de cloro (mg/L).
D=33360 x 0,008
91
Tipo do efluente (domésticos) Dosagem (mg/L)
Esgoto bruto 6 a 12
Esgoto bruto séptico 12 a 25
Efluente decantado 5 a 10
Efluente de precipitação química 3 a 10
Efluente de filtração biológica 3 a 10
Efluente de processo de lodos ativados 2 a 8
Efluente de filtros após tratamento
secundário
1 a 5
D=266,88 kgClO2/dia
O tanque de desinfecção será de nível constante, e para tanto o tempo de contato
estimado será de 40 minutos. O volume do mesmo será determinado através da equação x,
considerando a vazão em m3/min.
V=Q x θh
V=23,166 x 40
V=926,64 m3
Levando em consideração uma margem de segurança, o volume total considerado será
de 926,7 m3. A altura do tanque foi arbitrada em 4m e através da equação x foi definida a área
útil do tanque.
V=Au . h (78)Onde:
V: volume do tanque (m3);
h: altura do tanque (m);
Au: área útil do tanque (m2).
926,7=Au .4
Au=231,67 m ²
Com o valor da área é possível determinar as dimensões básicas como comprimento e
largura. Definiu-se uma relação 1,0 unidade de largura para a 9 unidades de comprimento. Desta
maneira, a equação x representa esta relação:
A=(1x l ) x (9 x l)(79)
l=√ A9
l=√ 231,679
l=25,7 m
92
Por se tratar de um processo de desinfecção, o tanque será mantido fechado para evitar
possíveis contaminações externas.
Na tabela 34 estão os resultados do dimensionamento do tanque de desinfecção e na
prancha 13/16.
Tabela 34: Resultados do dimensionamento do tanque de desinfecção.
Parâmetro Dimensionamento
Quantidade de Cloro (D) 266,88 Kg ClO2/dia
Volume do tanque (V) 926,7 m3
Área do tanque (A) 231,67 m2
Largura do tanque (L) 9,0 m
Comprimento do tanque (C) 25,7 m
Altura do tanque (h) 4 m
Fonte: As Autoras
7.11 Leitos de secagem
O lodo gerado na estação de tratamento é proveniente do sedimentador
secundário e da caixa de areia.
Segundo Jordão (2005), o lodo em condições normais de secagem poderá ser
removido do leito de secagem depois de um período de 15 a 20 dias, neste projeto
adotou-se 20 dias. O ciclo de operação (descarga, secagem e retirada do lodo do leito) é
de 30 dias (considerando inverno). O lodo no interior do reator apresenta um teor de
sólidos de 4%.
Para determinar o volume de lodo afluente gerado por dia utiliza-se a equação
77, considerando a massa de lodo e a produção estimada de lodo:
V= M10∗C
(77)
Onde:
V= volume gerado de lodo (m3/d)
M= massa de lodo (Kg/d)
93
C= produção estimada de lodo (%)
V=3669,610∗4
V=91 ,74 m3/d
Então, tem-se que o volume gerado a cada ciclo será encontrado através da equação 78:
V ger=V∗C (78)
Onde:
Vger: volume gerado a cada ciclo (m3);
V: volume gerado de lodo (m3);
Ci: quantidade de ciclos de operação.
V ger=91,74∗30
V ger=2752,2 m3
Para a definição da área de secagem, arbitrou-se um valor de altura que
corresponde a 0,3m e 0,3 m de borda livre. Através da equação 79, pode-se definir a
área de secagem:
A=V ger
h (79)
Onde:
A: área de secagem (m2);
Vger: volume gerado por ciclo (m3);
h: altura do leito de secagem (m).
A=2752,20,3
A=9174 m2
Através da equação 80 é possível determinar a taxa de aplicação resultante para
o leito de secagem.
94
TA=M∗CA
(80)
Onde:
TA: taxa de aplicação de lodo (Kg SST/m2dia);
M: massa de lodo (Kg/d)
Ci: quantidade de ciclos de operação;
A: área de secagem (m2).
TA=3669,6∗49174
TA=12 kgSST /m3 d
Para a ETE projetada serão construídos 5 conjuntos de leitos para o processo de
secagem do lodo, com área:
Aleito=An
(81)
Onde:
Aleito: área de cada leito de secagem (m2)
M: massa de lodo (Kg/d)
Ci: quantidade de ciclos de operação;
A: área de secagem (m2).
Aleito=9174
5
Aleito=1834,8 m2
Com uma altura de secagem de 0,3 m, uma altura do meio filtrante de 0,47m e a
borda livre de 0,3m arbitradas, encontrou-se a altura total de cada leito de secagem:
ht=0,3+0,47+0,3
ht=1,07 m
95
Na tabela 35 estão os resultados do dimensionamento dos leitos de secagem e a
visualização na prancha 15/16.
Tabela 35: Resultados do dimensionamento dos leitos de secagem.
Parâmetro Valor
Volume gerado de lodo 91,74 m3/d
Volume gerado a cada ciclo 2752,2 m3
Área de secagem 9174 m2
Taxa de aplicação 12 kg SST/m3d
Nº de leitos de secagem 5
Área de cada leito de secagem 1834,8 m2
Altura total de cada leito de secagem 1,07 m
Fonte: As Autoras
7.12 Dimensionamento das bombas
7.12.1 Bomba de alimentação dos reatores de lodo ativado
Através da equação de Bresse (69) obtemos o diâmetro das tubulações dos
reatores e suas respectivas velocidades de passagem, sendo que todas as tubulações
foram projetadas com material de PVC.
Diâmetro na tubulação de entrada:
De=K √Q
De=1,2√0,386
De=0,75m
Onde:
De = diâmetro de entrada no reator (m);
Q = vazão máxima de projeto (m³/s);
K = fator da fórmula de Bresse – fatores econômicos;
Como este diâmetro não existe comercialmente adota-se o diâmetro comercial
de 700mm para a tubulação de entrada.
Utilizando a equação de Hazen-Williams (82) para a perda de carga:
- Para o diâmetro 700mm (entrada):
96
J=10,65 x(Q1,85 )
C1,85 x D4,87 (82)
J=10,65 x(0,3861,85 )
1401,85 x0,74,87
J=0,0011m
Onde:
J= perda de carga (m)
Q=vazão total de projeto (m³/s);
C=coeficiente da perda de carga do PVC (140);
D=diâmetro na entrada do reator (m).
∆ hpl=JxL (83)
∆ hpl=0,0011 x253,5
∆ hple=0,28 m
Onde:
L= comprimento da tubulação do reator (m)
Diâmetro na tubulação de entrada no reator 1:
D 1=K √Q1
D 1=1,2√0,05
D 1=0,286 m
Onde:
Q = vazão de entrada no reator 1 (m³/s);
Como este diâmetro não existe comercialmente adota-se o diâmetro comercial
de 300 mm para a tubulação de entrada no reator 1.
Utilizando a equação de Hazen-Williams (82) para a perda de carga:
- Para o diâmetro 300mm (Reator 1):
97
J=10,65 x(0,051,85 )
1401,85 x0,34,87
J=0,0016 m.c . a .
∆ hpl=JxL
∆ hpl=0,0016 x1
∆ hple=0,0016 m
Onde:
L= comprimento da tubulação do reator (m)
Diâmetro na tubulação de entrada no reator 2:
D 1=K √Q2
D 1=1,2√0,1815
D 1=0,51 m
Onde:
Q = vazão de entrada no reator 2 (m³/s);
Como este diâmetro não existe comercialmente adota-se o diâmetro comercial
de 500 mm para a tubulação de entrada no reator 2.
Utilizando a equação de Hazen-Williams (82) para a perda de carga:
- Para o diâmetro 500mm (Reator 2):
J=10,65 x(0,18151,85 )
1401,85 x0,54,87
J=0,0014 m
∆ hpl=JxL
98
∆ hpl=0,0014 x 1
∆ hple=0,0014 m
Onde:
L= comprimento da tubulação do reator (m)
Diâmetro na tubulação de entrada no reator 3:
D 1=K √Q3
D 1=1,2√0,116
D 1=0,41 m
Onde:
Q = vazão de entrada no reator 3 (m³/s);
Como este diâmetro não existe comercialmente adota-se o diâmetro comercial
de 400 mm para a tubulação de entrada no reator 3.
Utilizando a equação de Hazen-Williams (82) para a perda de carga:
- Para o diâmetro 400mm (Reator 3):
J=10,65 x( 0,1161,85 )
1401,85 x0,44,87
J=0,0018 m.c .a .
∆ hpl=JxL
∆ hpl=0,0018 x1
∆ hple=0,0018 m
Onde:
L= comprimento da tubulação do reator (m)
Diâmetro na tubulação de entrada no reator 4:
D 1=K √Q 4
D 1=1,2√0,0386
D 1=0,23m
99
Onde:
Q = vazão de entrada no reator 4 (m³/s);
Como este diâmetro não existe comercialmente adota-se o diâmetro comercial
de 250 mm para a tubulação de entrada no reator 4.
Utilizando a equação de Hazen-Williams (82) para a perda de carga:
- Para o diâmetro 250mm (reator 4):
J=10,65 x(0,0381,85 )
1401,85 x0,2504,87
J=0,0024 m .c . a .
∆ hpl=JxL
∆ hpl=0,0024 x 1
∆ hple=0,0024 m
Onde:
L= comprimento da tubulação do reator (m)
Para o cálculo de perda de carga singular utilizou-se a equação:
∆ hps=ΣKsxv2
2g (84)
Onde:
∆ hps : perda de carga (m)
ΣKs : somatório dos coeficientes das singularidades
v: velocidade (m/s)
g: aceleração da gravidade (m²/s).
100
Tabela 36: Singularidades usadas na tubulação do sedimentador secundário até os
reatores
Singularidades Ks
2 Curvas de 90° 0,4
3 Tês de saída bilateral 1,8
4 Reduções 0,3
1 Entrada normal de
canalização
0,5
Σ Ks 7,4
Para a velocidade, foi utilizada a equação:
v=QA
Velocidade na entrada: ve= 0,386
πx 0,72
4
ve=1ms
Para a tubulação de entrada é considerado o valor total de singularidades ΣKs=
7,4.
Substituindo na equação 84:
∆ hpse=7,4 x12
2 x 9,81
∆ hpse=0,38m
Velocidade no Reator 1:
v1=0,71 ms
Para a tubulação no reator 1 ao 4 é considerado 1 entrada normal como
singularidade Ks= 0,5.
Substituindo na equação 84:
101
∆ hps1=0,5 x0,712
2 x9,81
∆ hps1=0,013 m
Velocidade no Reator 2:
v2=0,92 ms
Substituindo na equação 84:
∆ hps2=0,5 x0,922
2 x9,81
∆ hps2=0,022 m
Velocidade no Reator 3:
v3=0,92 ms
Substituindo na equação 84:
∆ hps3=0,5 x0,922
2 x 9,81
∆ hps3=0,022 m
Velocidade no Reator 4:
v 4=0,78 ms
Substituindo na equação 84:
∆ hps4=0,5 x0,782
2 x9,81
∆ hps4=0,015 m
A perda de carga total da tubulação é a soma da perda de carga singular e a
perda de carga linear.
∆ htotal=∆ h singular+∆ hlinear (85)
∆ htotal=0,452+0,287
∆ htotal=0,739 m
102
Sendo a altura geométrica (hg) usada de 4m, calculou-se a Altura Manométrica
Total (Hm)
Hm=Hg+∆ htotal (86)
Hm=4,739 m
Potência hidráulica:
Ph=γxQxHm (87)
Ph=9810 x 0,386 x 4,739
Ph=17945 W
Sendo:
Ph= Potência hidráulica (Watts)
γ=¿ peso específico da água (9810 Nm³)
Hm= altura manométrica total (m)
Q= vazão total (m³/s)
Para o conjunto motor-bomba, considerou-se a equação 88:
Pmb=Phη
Onde,
Pmb= Potência motor-bomba
Ph= Potência hidráulica
η = rendimento (80%)
Substituindo na equação 88:
Pmb=179450,8
Pmb=22431,25 W ≅ 30,07 hp
Adotando-se assim, um conjunto motor-bomba com a potência de 30 hp para a
alimentação do lodo no sedimentador secundário.
103
7.12.2 Bomba para reciclo do lodo
Para o cálculo da bomba a ser usada para o reciclo, precisamos calcular
previamente o diâmetro da tubulação, com sua vazão de reciclo. Para isso usamos a
equação de Bresse (69):
Dr=1,2√0,6 x 0,386
Dr=0,577 m
Utilizamos um diâmetro comercial de 600 mm em PVC para esta tubulação.
Para calcular a velocidade, utilizamos a equação:
v=QrA
=0,82 m /s
Para calcular as perdas de carga, utilizamos a equação de Hazen-Willians (82).
J=10,65 x(Q1,85 )
C1,85 x D4,87
J=10,65 x( 0,6 x0,3861,85 )1401,85 x0,64,87
J=9,16×10−4 m
∆ hpl=JxL
∆ hpl=9,16×10−4 mx 153 m
∆ hpl=0,14m
Onde:
L= comprimento da tubulação do reciclo (m)
Perda de carga singular
Seguem na tabela 37 as singularidades utilizadas no cálculo das perdas de carga
no reciclo:
104
Tabela 37: Singularidades usadas na tubulação de reciclo
Singularidades Ks
3 Curvas de 90° 0,4
1 Entrada normal de
canalização
0,5
Σ Ks 1,7
Para o cálculo da perda de carga singular foi utilizado equação 84:
∆ hps=1,7 x0,822
2 x 9,81
∆ hps=0,058 m
Potência hidráulica da bomba de reciclo:
Sendo a altura geométrica (hg) usada de 4m, calculou-se a Altura Manométrica
Total (Hm):
∆ htotal=∆ h singular+∆ hlinear
∆ htotal=0,198 m
Hm=Hg+∆ htotal
Hm=4,198 m
Para a Potência Hidráulica utilizou-se a equação 87:
Ph=γxQxHm
Ph=9810 x 0,6 x0,386 x 4,198
Ph=9537,84 W
Para o conjunto motor-bomba, considerou-se a equação:
Pmb=Phη
(88)
Onde,
η = rendimento (80%)
105
Substituindo na equação 88:
Pmb=9537,840,8
Pmb=11922,3W ≅ 15,6 hp
Com isso, adota-se um conjunto motor bomba com a potência comercial de 15
HP recirculando o lodo do decantador secundário para o tanque dos lodos ativados.
8. CARACTERÍSTICAS DO EFLUENTE FINAL
O efluente final da Estação de Tratamento de Efluentes do município de
Candangolândia deverá atender aos padrões de lançamento estabelecidos na Resolução
CONSEMA 128/2006.
Para tanto, após o dimensionamento das unidades, se poderá comparar os valores
obtidos em projeto para os principais parâmetros, com os valores pré-estabelecidos na
Resolução, a fim de saber se o efluente final tratado atenderá ou não a norma quando
disposto no corpo hídrico receptor.
A tabela 38 abaixo apresenta os valores obtidos em projeto com os valores de
lançamento para uma vazão de 33.360,00 m³/d.
Tabela 38: Efluente final tratado e disposto ao corpo receptor.Parâmetro Efluente
bruto
Efluente
tratado
Resolução
CONSEMA 128/06
Condição
DQO (mgO2/L)
500 75 ≤150 Atende
Nitrogênio Amoniacal
(mg/L)
25 0 ≤20 Atende
Fósforo Total (mg/L)
8 0,31 ≤20 ou E=75% Atende
Fonte: As Autoras
9. CRONOGRAMA
106
As obras de implantação da ETE da cidade de Candangolândia terão duração de
9 meses. Nos dois primeiros realizar-se-á a preparação da área, o que inclui escavações
e possíveis detonações, visto as características geológicas locais. Estima-se que, nos
quatro primeiros meses de trabalho, aproximadamente 40% das obras civis já tenham
sido concluídas, o que inclui a construção da elevatória e canalizações. Nos cinco meses
seguintes serão realizados os 60% das obras civis restantes.
10. LISTA DE MATERIAIS E EQUIPAMENTOS
Abaixo tem-se a listagem dos principais equipamentos e materiais necessários
para a implantação da ETE.
• Barras de ferro com 0,0079m de diâmetro = 39 unidade
• Chapa de aço de 1,5x1, 0m = 1 unidade
• Aeradores superficiais de 5hp = 19 unidade
• Aerador superficial de 10hp = 1 unidade
• Difusores de ar = 2392 unidade
• Raspador mecanizado para raspagem e remoção do lodo do sedimentador
= 1 unidade
• Brita para leitos de secagem
• Concreto, areia, cimento e demais materiais para construção
• Tubulação de PVC de 250, 300, 400, 500, 600 e 700mm
• Dois conjuntos motor-bomba com 20 e 35hp
REFERÊNCIAS
ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas. NBR 12.209 – Projeto de Estações de
Tratamento de Esgoto Sanitário. Rio de Janeiro, abril, 2011.
AZEVEDO NETTO, José M. de; FERNANDES, M.F; ARAUJO, R Manual de
hidráulica. São Paulo: Editora Edgard BlücherLtda, 1998.
107
CONSEMA. Resolução N° 128/2006. Dispõe sobre a fixação de Padrões de Emissão de
Efluentes Líquidos para fontes de emissão que lancem seus efluentes em águas superficiais
no Estado do Rio Grande do Sul.
JORDÃO, Eduardo Pacheco; PÊSSOA, Constantino Arrruda. Tratamento de esgotos
domésticos. 3ed. - Rio de Janeiro: ABES, 1995.
JORDÃO, Eduardo Pacheco; PÊSSOA, Constantino Arrruda. Tratamento de esgotos
domésticos. 4ed. - Rio de Janeiro: ABES, 2005.
JORDÃO, Eduardo Pacheco; PÊSSOA, Constantino Arrruda. Tratamento deesgotos
domésticos. 5ed. - Rio de Janeiro: ABES, 2011.
METCALF & EDDY; TCHOBANOGLOUS, G.; BURTON, F. L.; STENSEL, H. D.
Wastewater engineering: treatment and reuse. 4. ed. Boston: McGraw-Hill, 2003.
SPERLING, MARCOS VON. Introdução à qualidade das águas e ao tratamento de
esgotos. 2 ed. - Belo Horizonte: Departamento de Engenharia Sanitária e Ambiental;
Universidade Federal de Minas Gerais; 1996.
SPERLING, MARCOS VON. Lodos Ativados. 2 ed. - Belo Horizonte: Departamento de
Engenharia Sanitária e Ambiental; Universidade Federal de Minas Gerais; 2002.
108