aireacion extendida
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CALCULO PARA PTAR BASADO PROCESO BIOLOGICO DE AIREACION EXTENDIDA
DATOS INICIALESFLUJO 281.66 m3/diaDBO5 250 mg/ltX v,a 4000 mg/ltX v,u 12730 mg/ltY 0.7 DBO5 DIAkd 0.1 DBO5 DIAa 0.5 DBO5 DIAb 0.142 DBO5 DIAMVLSSX v,f 0Φ 0.77DBOf 30 mg/lt
CALCULO PARA PTAR BASADO PROCESO BIOLOGICO DE AIREACION EXTENDIDA
Características físicas del AR
Flujo Qf 0.4Temp. Del agua en Verano Tfv 24Temp. Del agua en Invierno Tfi 16
Condiciones de operación
Temperatura ambiente Verano Tav 29Temperatura ambiente Invierno Tai -1Presión atmosférica P 755
Datos de laboratorio
DBO5 Sf 200.00 Parámetro de metabolismo celular Y 0.50000 Parámetro de metabolismo enérgetico a 0.71800 Velocidad de consumo del sustrato k 0.00123 Coeficiente de Arrehenius para k θ 1.03Parámetro de respiración endógena kd 0.00250 Parámetro de respiración endógena b 0.00355 Coeficiente de Arrehenius/kd y b θ 1.05Coeficiente global de transferencia de O2 α20°C 0.90 Coeficiente de saturación AR/agua dest. β 0.92 Alcanilidad como CaCo3 Ca 50Nitrógeno tal Kjeldahl (NKT) NKT 60MVLSS 0VSS en alimentación inicial X v,f 0Porcentaje de sólidos volátiles en el MLSS Fv 0.8
Datos de diseño para el efluente
DBO5 soluble final Se 20VSS en el efluente final X v,e 10
Datos de diseño para el reactor
VSS en el reactor X v,a 3,000.00 VSS en el clarificador X v,u 12,000.00
Datos de fabricante de aireadores
Caudal Gs 20.4Transferenica de O2 por dif (std) Cs 0.77
PASO 1
kg DBO5/d=
Qf=
Sf=
Se=
kg DBO5/d=
PASO 2
HP=
kg DBO5/d=
HP=
PASO 3
Tw=
Qf=Tfv T agua (verano) =Tfi T agua (invierno) =Tav T amb (verano)=Tai T amb (invierno)=
HP=
En verano
En invierno
PASO 4
ktw=
kdtw=
btw=
k=θk=
kd=b=
θkd,b=
T=
k=
kd=
b=
T=
k=
kd=
b=
PASO 5
Criterio 1
t=
Sf=
Se=
k ( invernal ) =
Xv,a=
t=
Criterio 2
A/M opt=
t =
Sf =
X v,a =
t=
A/M real=
Sf =
Xv,a =
t =
A/M real =
Se=
Sf =
k =
Xv,a =
t =
Se
PASO 6
V=
Qf =
t =
V
PASO 7
En verano se mejora el tratamiento este será el dato
Profundidad ( 3 - 4.5 m)
Ancho ( 2 veces la altura
Longitud
PASO 8
kg O2 / d =
a =
Sf =
Se =
Qf =
b =
Xv,a =
V =
kg O2 / d =
a =
Sf =
Se =
Qf =
b =
Xv,a =
V =
kg O2 / d =
PASO 9
Gs
Cs
PASO 10
CV=
1 ma=
2 We=
Ro=
1 ma =
1.1 Gs
1.2 N=
1.2.1 ( kg O2 h difusor )real=
( kg O2 h difusor )std=
α20°C=
Tw=
β=
Cs,m=
1.2.1.1 Cs,m=
Cs,s=
1.2.1.1.1 Cs,s =
P =
Pv =
( Cs,s ) 760 =
Pb =
1.2.1.1.2 Pb =
P =
d =
Ot =
1.2.1.1.3 Ot =
B =
Є
Cs,m=
CL =
2 We=
P2=
P1=
T2=Tav=
T1
We
CV=
CV=
HP PRELIMINAR=
PASO 11
ΔXv =
Y=Sf=
Se =Qf=kd=
Xv,a=V =
ΔXv
YSf
Se Qfkd
Xv,aV
ΔXv
PASO 12
r=
Qf
Xv,a
ΔXv
Xv,u
Xv,f
r
Qf
Xv,a
ΔXv
Xv,u
Xv,f
r
PASO 13
Qr=
Qf=
r=
Qr=
Qo =
Qo=
Qw =
ΔXv
Xv,f
Xv,e
Xv,u
Qw=
ΔXv
Xv,f
Xv,e
Xv,u
Qw=
Qe=
Qe=
Qu =
Qu=
th=
t=
th=
PASO 14
Xnva=
Fv=
X v,a=
Xnva=
Xnvu=
Qf=
r=
Qu=
Xnvu=
Xnvf =
Xnvf=
PASO 15
(VSS) w=
ΔXv=
Qf=
Xvf=
Qe=
Xve=
(VSS) w=
(VSS) w =
Qw=
Xvu=
(VSS) w=
ΔXv=
Qf=
Xvf=
Qe=
Xve=
(VSS) w=
VSSw=
Qw=
Xvu=
(VSS) w=
(NVSS) w=
Qf
Xnvf
(NVSS) w=
(TSSw) =
(TSS) w=
(TSS) w=
(TSS) w=
PASO 16
So=
Sf=Se=
r=
So=
Sf=Se=
r=
So=
Xvo=
Xvf=
r=
Xvu=
Xvo=
PASO 17
Qf=
Alcanilidad como CaCO3
PASO 18
1
Verano
ΔXv
Invierno
ΔXv
2
1
PASO 19
DBOt =
A/M
Ψ
Se=
Xve=
DBOt=
Se=
Xve=
DBOt=
CALCULO PARA PTAR BASADO PROCESO BIOLOGICO DE AIREACION EXTENDIDA
m3/s°C°C
°C°Cmm Hg
mg/lMLVSS producido/kg DBO5 DIAkg O2/kg DBO5/h
/h/h
mg/lmg/l
x 100
mg/lmg/l
mg/lmg/l
m3/hkg O2/hr
Consumo diario kg/DBO5
86.4*Qf*(Sf-Se)
0.4 m3/s
200 mg DBO5/l
20 mg DBO5/l
6,220.80 kg/dia
Estimación de potencia preliminar
(kg DBO5/d) / 21
6,220.80 kg/dia
296.23
Temperatura de operación en el reactor
( 3.6 x 10^6 * Qf * Tf) + 1134 ( HP ) Ta( 3.6 x 10^6 * Qf ) + 1134 ( HP )
0.4 m3/s 24 °C 16 °C 29 °C -1 °C
296.23
24.95 °C
12.78 °C
Efecto de la temperatura en los factores biocineticos: k, kd, b
k20θ^(Tw-20) ( 1.0 < θ < 1.135 )
kd20θ^(Tw-20) ( 1.03 < θ < 1.06 )
b20θ^(Tw-20) ( 1.03 < θ < 1.06 )
0.00123 1.03
0.00250.00355
1.05
Verano
25 °C
0.00142 lt/mg*h 0.0342
0.00318 /h 0.0764
0.00452 /h 0.1085
Invierno
13 °C
0.0010 lt/mg*h 0.0238
0.0018 /h 0.0422
0.0025 /h 0.0599
Tiempo de residencia
De acuerdo a factores biocinéticos y las calidad del efluente dependiente del DBO5
( Sf - Se ) / k*Xv,a * Se
200 mg/l
20 mg/l
0.0010
3000 mg/l
3.02 hora 0.1258
Siempre el de invierno es más crítico
Por las condiciones óptimas de floculación y la relación ( A / M ) óptima
0.60 /día
Sf / ( Xv,a * ( A/M opt )
Nota: los factores biocinéticos Y y a son independientes de la temperatura
200 mg/l
3000 mg/l
0.11 día 2.67
Sf / ( Xva*t )
200 mg/l
3000
0.1258 día 3.02
0.53 /dia
Se compara el A/M opt vs. A/M real
Se toma el mayor de los 2 tiempos
Se actualiza la DBO5 de acuerdo al nuevo tiempo de residencia
Sf / ( 1 + k * Xv,a * t ) se toma k de verano
200
0.0014
3,000.00
3.0189 horas
14.40 mg/l
Volumen del reactor
Qf * t
0.4 m3/s
0.126 día
4,347.18 m3
Dimensiones del reactor
En verano se mejora el tratamiento este será el dato Se para verano para los cálculos subsecuentes
4.20 m Propuesta
8.40 m
123.22 m
Necesidades de O2 de acuerdo a la temperatura
a * ( Sf - Se ) * Qf + b Xv,a * V
Verano
0.718 kg O2/kg DBO5
200 mg/l
14.40 mg/l
0.40 m3/s
0.1085 /día
3,000.00 mg/l
4,347.18 m3
6,019.98 kg/d
250.83 kg/h
Invierno
0.718 kg O2/kg DBO5
200 mg/l
20.00 mg/l
0.40 m3/s
0.0599 /día
3,000.00 mg/l
4,347.18 m3
5,247.94 kg/d
218.66 kg/h
Las condiciones de verano controlan las necesidades de O2
Selección de aireadores ( difusores ) datos de fabricante
Caudal de operación del difusor 20.40 m3/h
Transferencia de O2 por difusor en condic. Std 0.77 kg O2/hr
Potencia requerida para aireación con soplador
.00153*ma*We/Ro
(1.29 kg/m3)*(Gs)*N masa de aire ( kg aire/h)
0.2398*T1(1-(P2/P1)^0.2857 Trabajo en el eje por ley de gas ideal
Rendimiento global del compresor (de fabricante) 0.70
(1.29 kg/m3)*(Gs)*N 11,122.15 kg aire/h
Caudal de operación del difusor 20.40 m3/h
(kg O2/h req) / ( kg O2 h difusor )real 422.64 difusores
kg O2/h req ( verano ) = 250.83 kg/hr
( kg O2 h difusor )std * α20°C * 1.024^T-20 * ( β*Cs,m - CL)/ 9.2 0.59
0.77 kg O2/hr
0.90 Corrección por relación AR/Agua corriente por solidos
25 °C Temperatura de funcionamiento (verano)
0.92 Factor relación O2 disuelto AR/Agua destilada
Concentración de O2 a saturación para el AR donde se ubica el difusor
Cs,s * ( (Pb / 1.033) + ( Ot / 21 ) ) * 0.5
Concentración de O2 en la superficie a presión de trabajo ( donde se ubica la PTAR )
8.34 mg O2/l
Saturación de O2 en la superficie cond. Std ( ver tabl 8.40 mg O2/l
Presión barómetrica local ( ubicación PTAR ) 755.00 mm Hg
Presión de vapor por temperatura ( ver tabla) 23.76 mm Hg
( Cs,s )760 * ( P - Pv ) / ( 760 - Pv )
Presión total en donde se ubica el difusor 1.59 kg/cm2
P + ( d / 10.33) x 1.033 kg/cm2 + pérdida de carga en el sistema ( kg / cm2 )
Presión barómetrica local ( ubicación PTAR ) 755.00 mm Hg
ubicación del difusor 4.20 m
Pérdidas de carga en el sistema máxima ( por diseño 0.14 kg/cm2
% en mol de O2 en el gas que sale por la superficie del tanque
( B / ( 1.429 - 0.1429 * B ) ) * 100 19.78 %
( 1 - Є ) / ( ( 1 - Є ) + 3.292 ) 0.22
% de O2 que se absorbe 7.00 %
Cs,s * ( (Pb / 1.033) + ( Ot / 21 ) ) * 0.5 10.33 mg O2 / l
Oxígeno disuelto 2.50 mg/l
0.2398*T1(1-(P2/P1)^0.2857 Trabajo en el eje por ley de gas ideal
Presión atmosférica mm Hg 755.00 1.03
Presión en el fondo del reactor 1.59
Temperatura en el ambiente en verano °C 29.00 302.00
Temperatura del aire por cambio de presión 348.42 °K
T1= T2 * (P2/P1)^( γ-1)/γγ=1.4
Trabajo en el eje - 11.07 kcal/kg
.00153*ma*We/Ro
269 CV 265.42
296.23 HP
El dato se compara con el HP del paso 2
Producción neta biomasa
Y( Sf - Se) * Qf - kd * Xv,a * V
En Verano0.5
200 DBO5 14.40 DBO5
0.4 m3/s 0.0764
3000 4,347.18 m3
2,211.20 kg/d
En Invierno
0.5200 DBO5
20.00 DBO5 0.4 m3/s
0.0422 3000
4,347.18 m3
2,560.12 kg/d
Relación de reciclado
( Qf * Xv,a - ΔXv - Qf * Xv,f ) / Qf * ( Xv,u - Xv,a)
En Verano
0.40 m3/s
3,000.00 mg/l
2,211.20 kg/d
12,000.00 mg/l
0
0.33 32.62 %
En Invierno
0.40 m3/s
3,000.00 mg/l
2,560.12 kg/d
12,000.00 mg/l
0
0.33 32.51 %
Cálculo de caudales restantes
Qr,Qo;Qw,Qe, Qu y th
r * Qf
0.4 m3/s
0.33
0.13 m3/s Volumen Reciclado de Lodos
Qf + Qr
0.53 m3/s Gasto combinado en la alimentación inicial
(ΔXv + Qf * Xv,f - Qf * Xv,e) / Xv,u - Xv,e
Verano
2,211.20 kg/d
-
10.00 mg/l
12,000.00 mg/l Purga del lodo sedimentado
155.60 m3/d 0.001801
Invierno
2,560.12 kg/d
-
10.00 mg/l
12,000.00 mg/l Purga del lodo sedimentado
184.70 m3/d 0.002138
Qf - Qw
0.397862 m3/s Efluente final
Qr + Qw
0.13 m3/s Descarga de lodos del clarificador
t / (r+1)
3.02 h
2.276291 h Tiempo de residencia hidráulico
Balance de materia de sólidos no volátiles
(1-Fv) * Xv,a / Fv
0.8
3000
750 mg/l Concentración de SNV en el reactor
Qf * (r+1) * Xnva / Qu
0.4 m3/s
0.33
0.13 m3/s Concentración de SNV en los
2,999.89 mg/l sedimentos del clarificador.
(r +1) * Xnva - r * XnvuConcentración de SNV en el
16.03 mg/l efluente final.
Producción total de lodos en la purga
ΔXv + Qf * Xvf - Qe * Xve
Verano
2,211.20 kg/d
0.4 m3/s
0
0.3979 m3/s
10 mg/l
1,867.45 kg/d VSS en la purga
óQw * Xvu
0.0018 m3/s
12000 mg/l
1,867.16 kg/d VSS en la purga
Invierno
2,560.12 kg/d
0.4 m3/s
0
0.3979 m3/s
10 mg/l
2,216.36 kg/d VSS en la purga
óQw * Xvu
0.0021 m3/s
12000 mg/l
2,216.36 kg/d VSS en la purga
Cálculo de ( NVSS) w
Qw * Xnvu = Qf * Xnvf
0.4 m3/s
16.03 mg/l
554.07 kg/d NVSS en la purga
Cálculo (TSS) w
Verano
(VSS) w + (NVSS) w
2,421.52 kg/d TSS en la purga
Invierno
(VSS) w + (NVSS) w
2,770.43 kg/d TSS en la purga
Cálculo de concentraciones de alimentación combinada So
(Sf + rSe) / (1+r)
Verano
200 14.40 0.33
150.84 mg/l
Invierno
200 20.00 0.33
150.98 mg/l
Xvo
( Xvf + r * Xvu ) / ( 1 + r )
0
0.33
12000
2,951.76 mg/l Concentración de volátiles combinados
Neutralización requerida
Consumo diario 6,220.80 kg/d
Alcalinidad consumida 3,110.40 kg/d
Alcanilidad de la alimentación inicial 86.4*Qf*Alc
0.4 m3/s
50 mg/l
Alcanilidad inicial 1,728.00 kg/d
Se comparan la alcanilidad consumida y la inicial. Si la inicial es menor que la consumidano se requiere neutralizar el influente de manera previa
Nutrientes requeridos
Nitrogeno
Perdido en el sistema de purga de lodos
2,211.20 kg/d
265.34 kg/d
2,560.12
307.21 kg/d
Nitrógeno perdido en el efluente
86.4Qf(1.0) 34.56 kg/d
Nitrógeno total perdido ( 1+2 )
Verano 299.90 kg/d
Invierno 341.77 kg/d
Nitrógeno disponible: 86.40 *Qf * (NTK) 2,073.60 kg/d
Comparar el N consumido debe de ser menor que el disponible.
Fósforo
Perdido en el efluente
Evaluación de la DBO total del efluente
Se + Ψ * Xve
Ψ Se obtiene de una tabla en base a A/M
0.12 * ΔXv
0.53
0.52
Verano
14.40 mg/l
10.00 mg/l
19.60 mg/l
Invierno
20 mg/l
10 mg/l
25.20 mg/l
lt/mg*d
/dia
/dia
lt/mg*d
/dia
/dia
dia
horas
horas
Trabajo en el eje por ley de gas ideal
kg O2 h
Corrección por relación AR/Agua corriente por solidos
Temperatura de funcionamiento (verano)
Factor relación O2 disuelto AR/Agua destilada
Trabajo en el eje por ley de gas ideal
kg/cm2
kg/cm2
°K
HP
Volumen Reciclado de Lodos
Gasto combinado en la alimentación inicial
Purga del lodo sedimentado m3/s
Purga del lodo sedimentado m3/s
Descarga de lodos del clarificador
Tiempo de residencia hidráulico
Concentración de SNV en el reactor
Concentración de SNV en los sedimentos del clarificador.
Concentración de SNV en el
VSS en la purga
VSS en la purga
VSS en la purga
VSS en la purga
NVSS en la purga
TSS en la purga
TSS en la purga
Concentración de volátiles combinados
CALCULO PARA PTAR BASADO PROCESO BIOLOGICO DE AIREACION EXTENDIDA
Características físicas del AR
Flujo Qf 0.00113888888888889Temp. Del agua en Verano Tfv 20Temp. Del agua en Invierno Tfi 20
Condiciones de operación
Temperatura ambiente Verano Tav 20Temperatura ambiente Invierno Tai 20Presión atmosférica P 760
Datos de laboratorio
DBO5 Sf 1,200.00 Parámetro de metabolismo celular Y 0.70000 Parámetro de metabolismo enérgetico a 0.50000 Velocidad de consumo del sustrato k 0.00123 Coeficiente de Arrehenius para k θ 1.03Parámetro de respiración endógena kd 0.10000 Parámetro de respiración endógena b 0.14200 Coeficiente de Arrehenius para kd y b θ 1.05Coeficiente global de transferencia de O2 α20°C 0.90 Coeficiente de saturación AR/agua dest. β 0.92 Alcanilidad como CaCo3 Ca 50Nitrógeno tal Kjeldahl (NKT) NKT 60MVLSS 0VSS en alimentación inicial X v,f 0Porcentaje de sólidos volátiles en el MLSS Fv 0.8% de lodos biodegradables ( constante ) Φ 77
Datos de diseño para el efluente
DBO5 soluble final Se 50VSS en el efluente final X v,e 0
Datos de diseño para el reactor ( propuestos)
VSS en el reactor X v,a 4,000.00 VSS en el clarificador X v,u 12,730.00
Datos de fabricante de aireadores
Caudal Gs 20.4Transferenica de O2 por dif (std) Cs 0.77
PASO 1
kg DBO5/d=
Qf=
Sf=
Se=
kg DBO5/d=
PASO 2
POTENCIA =
kg DBO5/d=
POTENCIA =
PASO 3
Tw=
Qf=Tfv T agua (verano) =Tfi T agua (invierno) =Tav T amb (verano)=Tai T amb (invierno)=
POTENCIA =
En verano
En invierno
PASO 4
ktw=
kdtw=
btw=
k=θ para k=
kd=b=
θ para kd y b=
T=
k=
kd=
b=
T=
k=
kd=
b=
PASO 5
De acuerdo a factores biocinéticos y las calidad del efluente dependiente del DBO5
t=
Φ =
Y =
Sf=
Se=
kd ( invernal ) =
X v,a=
t=
PASO 6
A/M real=
Sf =
Xv,a =
t =
A/M real =
Se=
Sf =
k =
Xv,a =
t =
Se
PASO 7
V=
Qf =
t =
V
PASO 8
Profundidad ( 3 - 4.5 m)
Ancho ( 2 veces la altura
Longitud
En verano se mejora el tratamiento este será el dato
PASO 9
kg O2 / d =
a =
Sf =
Se =
Qf =
b =
Xv,a =
V =
kg O2 / d =
a =
Sf =
Se =
Qf =
b =
Xv,a =
V =
kg O2 / d =
PASO 9
Gs
Cs
PASO 10
CV=
1 ma=
2 We=
Ro=
1 ma =
1.1 Gs
1.2 N=
1.2.1 ( kg O2 h difusor )real=
( kg O2 h difusor )std=
α20°C=
Tw=
β=
Cs,m=
1.2.1.1 Cs,m=
Cs,s=
1.2.1.1.1 Cs,s =
P =
Pv =
Pb =
1.2.1.1.2 Pb =
P =
d =
( Cs,s ) 760 =
Ot =
1.2.1.1.3 Ot =
B =
Є
Cs,m=
CL =
2 We=
P2=
P1=
T2=Tav=
T1
We
CV=
CV=
HP PRELIMINAR=
PASO 11
ΔXv =
Φ =Y=
Sf =Se =Qf=
ΔXv
Φ =Y =
Sf =Se =Qf =
ΔXv
PASO 12
r=
Φ =
Xv,a
Y =
Sf =
Se =
Xv,u
r =
PASO 13
Qr=
Qf=
r=
Qr=
Qo =
Qo=
Qw =
ΔXv
X v,f
Xv,e
Xv,u
Qw=
ΔXv
Xv,f
Xv,e
Xv,u
Qw=
Qe=
Qe=
Qu =
Qu=
th=
t=
th=
PASO 14
Xnva=
Fv=
X v,a=
Xnva=
Xnvu=
Qf=
r=
Qu=
Xnvu=
Xnvf =
Xnvf=
PASO 15
VSSw=
ΔXv=
Qf=
Xvf=
Qe=
Xve=
VSSw=
VSSw =
Qw=
Xvu=
VSSw=
ΔXv=
Qf=
Xvf=
Qe=
Xve=
VSSw=
VSSw=
Qw=
Xvu=
VSSw=
NVSSw=
Qf
Xnvf
NVSSw=
TSSw=
TSSw=
TSSw=
TSSw=
PASO 16
So=
Sf=Se=
r=
So=
Sf=Se=
r=
So=
Xvo=
Xvf=
r=
Xvu=
Xvo=
PASO 17
Qf=
Alcanilidad como CaCO3
PASO 18
1
Verano
ΔXv
Invierno
ΔXv
2
1
PASO 19
DBOt =
A/M
Ψ
Se=
Xve=
DBOt=
Se=
Xve=
DBOt=
CALCULO PARA PTAR BASADO PROCESO BIOLOGICO DE AIREACION EXTENDIDA
m3/s°C°C
°C°Cmm Hg
mg/lMLVSS producido/kg DBO5 DIAkg O2/kg DBO5/h
/h/h
mg/lmg/l
x 100%
mg/lmg/l
mg/lmg/l
m3/hkg O2/hr
Consumo diario sustrato
86.4 * Qf * ( Sf - Se )
0.00113888888888889 m3/s
1,200 mg DBO5/l
50 mg DBO5/l
113.16 kg/dia
Estimación de potencia preliminar
(kg DBO5/d) / 21
113.16 kg/dia
5.39 HP
Temperatura de operación en el reactor
( 3.6 x 10^6 * Qf * Tf) + 1134 ( HP ) Ta( 3.6 x 10^6 * Qf ) + 1134 ( HP )
0.00113888888888889 m3/s 20 °C 20 °C 20 °C 20 °C
5.39 HP
20.00 °C
20.00 °C
Efecto de la temperatura en los factores biocineticos: k, kd, b
k20θ^(Tw-20) ( 1.0 < θ < 1.135 )
kd20θ^(Tw-20) ( 1.03 < θ < 1.06 )
b20θ^(Tw-20) ( 1.03 < θ < 1.06 )
0.00123 1.03
0.10.142
1.05
Verano
20 °C
0.0012 lt/mg*h 0.0295
0.1000 /h 2.4000
0.1420 /h 3.4080
Invierno
20 °C
0.0012 lt/mg*h 0.0295
0.1000 /h 2.4000
0.1420 /h 3.4080
Tiempo de residencia
De acuerdo a factores biocinéticos y las calidad del efluente dependiente del DBO5
77 %
0.70000 MLVSS producido/kg DBO5 DIA
1200 mg/l
50 mg/l
0.1000 /h
4000 mg/l
1.55 dia 37.1910
Siempre el de invierno es más crítico
Cálculo de la relación Alimentos / Microorganismos A/M
Nota: los factores biocinéticos Y y a son independientes de la temperatura
Φ * Y * ( Sf - Se ) / kd * Xv,a
Sf / ( Xv,a * t )
1200 mg/l
4000
1.5496 dia 37.19
0.19 /dia
Se actualiza la DBO5 de acuerdo al nuevo tiempo de residencia
Sf / ( 1 + k * Xv,a * t ) se toma k de verano
1200
0.0012
4,000.00
37.1910 horas
6.522458 mg/l
Volumen del reactor
Qf * t
0.00113888888888889 m3/s
1.55 día
152.48 m3
Dimensiones del reactor
4.20 m Propuesta
8.40 m
4.32 m
En verano se mejora el tratamiento este será el dato Se para verano para los cálculos subsecuentes
Necesidades de O2 de acuerdo a la temperatura
a * ( Sf - Se ) * Qf + b Xv,a * V
Verano
0.5 kg O2/kg DBO5
1200 mg/l
6.52 mg/l
0.0011389 m3/s
0.1420 /h
4,000.00 mg/l
152.48 m3
145.33 kg/d
6.06 kg/h
Invierno
0.5 kg O2/kg DBO5
1200 mg/l
50.00 mg/l
0.0011389 m3/s
0.1420 /día
4,000.00 mg/l
152.48 m3
143.19 kg/d
5.97 kg/h
Las condiciones de verano controlan las necesidades de O2
Selección de aireadores ( difusores ) datos de fabricante
Caudal de operación del difusor 20.40 m3/h
Transferencia de O2 por difusor en condic. Std 0.77 kg O2/hr
Potencia requerida para aireación con soplador
.00153*ma*We/Ro
(1.29 kg/m3)*(Gs)*N masa de aire ( kg aire/h)
0.2398*T1(1-(P2/P1)^0.2857 Trabajo en el eje por ley de gas ideal
Rendimiento global del compresor (de fabricante) 0.70
(1.29 kg/m3)*(Gs)*N 278.45 kg aire/h
Caudal de operación del difusor 20.40 m3/h
(kg O2/h req) / ( kg O2 h difusor )real 10.58 difusores
kg O2/h req ( verano ) = 6.06 kg/hr
( kg O2 h difusor )std * α20°C * 1.024^T-20 * ( β*Cs,m - CL)/ 9.2 0.57
0.77 kg O2/hr
0.90 Corrección por relación AR/Agua corriente por solidos
20 °C Temperatura de funcionamiento (verano)
0.92 Factor relación O2 disuelto AR/Agua destilada
Concentración de O2 a saturación para el AR donde se ubica el difusor
Cs,s * ( (Pb / 1.033) + ( Ot / 21 ) ) * 0.5
Concentración de O2 en la superficie a presión de trabajo ( donde se ubica la PTAR )
8.40 mg O2/l
Saturación de O2 en la superficie cond. Std ( ver tabl 8.40 mg O2/l
Presión barómetrica local ( ubicación PTAR ) 760.00 mm Hg
Presión de vapor por temperatura ( ver tabla) 23.76 mm Hg
Presión total en donde se ubica el difusor 1.59 kg/cm2
P + ( d / 10.33) x 1.033 kg/cm2 + pérdida de carga en el sistema ( kg / cm2 )
Presión barómetrica local ( ubicación PTAR ) 760.00 mm Hg
ubicación del difusor 4.20 m
Pérdidas de carga en el sistema máxima ( por diseño 0.14 kg/cm2
( Cs,s )760 * ( P - Pv ) / ( 760 - Pv )
% en mol de O2 en el gas que sale por la superficie del tanque
( B / ( 1.429 - 0.1429 * B ) ) * 100 19.78 %
( 1 - Є ) / ( ( 1 - Є ) + 3.292 ) 0.22
% de O2 que se absorbe 7.00 %
Cs,s * ( (Pb / 1.033) + ( Ot / 21 ) ) * 0.5 10.43 mg O2 / l
Oxígeno disuelto 2.00 mg/l
0.2398*T1(1-(P2/P1)^0.2857 Trabajo en el eje por ley de gas ideal
Presión atmosférica mm Hg 760.00 1.03
Presión en el fondo del reactor 1.59
Temperatura en el ambiente en verano °C 20.00 293.00
Temperatura del aire por cambio de presión 337.81 °K
T1= T2 * (P2/P1)^( γ-1)/γγ=1.4
Trabajo en el eje - 10.67 kcal/kg
.00153*ma*We/Ro
6 CV 6.41
5.39 HP
El dato se compara con el HP del paso 2
Lodos purgados
En Verano
77 % 0.7
1200 DBO5 6.52 DBO5
0.00113888888888889 m3/s
0.22 kg/d
( 1 - Φ ) * Y * ( Sf - Se) * Qf
En Invierno
77 % 0.7
1200 DBO5 50 DBO5
0.00113888888888889 m3/s
0.21 kg/d
Relación de reciclado
77.00 %
4,000.00 mg/l
0.70 kg/d
1,200.00
50.00
12,730.00 mg/l
0.44
Cálculo de caudales restantes
Qr,Qo;Qw,Qe, Qu y th
r * Qf
0.00113888888888889 m3/s
0.44
0.0004977 m3/s Volumen Reciclado de Lodos
Qf + Qr
0.001637 m3/s Gasto combinado en la alimentación inicial
(ΔXv + Qf * Xv,f - Qf * Xv,e) / Xv,u - Xv,e
( Xv,a - ( 1 - Φ ) * Y * ( Sf - Se ) ) / ( Xv,u - Xv,a)
Verano
0.22 kg/d
-
- mg/l
12,730.00 mg/l
0 m3/d 1.9897E-07
Invierno
0.21 kg/d
-
- mg/l
12,730.00 mg/l Purga del lodo sedimentado
0.02 m3/d 1.9172E-07
Qf - Qw
0.00113869717087281 m3/s Efluente final
Qr + Qw
0.0005 m3/s Descarga de lodos del clarificador
t / (r+1)
1.55 día
1.07838884083907 día Tiempo de residencia hidráulico
Balance de materia de sólidos no volátiles
(1-Fv) * Xv,a / Fv
0.8
4000
1,000 mg/l
Qf * (r+1) * Xnva / Qu
0.00113888888888889 m3/s
0.44
0.00 m3/s
3,287.16 mg/l
(r +1) * Xnva - r * Xnvu
0.55 mg/l
Producción total de lodos
ΔXv + Qf * Xvf - Qe * Xve
Verano
0.22 kg/d
0.00113888888888889 m3/s
0
0.0011 m3/s
0 mg/l
0.22 kg/d
óQw * Xvu
0.0000 m3/s
12730 mg/l
0.22 kg/d
Invierno
0.21 kg/d
0.00113888888888889 m3/s
0
0.0011 m3/s
0 mg/l
0.21 kg/d
óQw * Xvu
0.0000 m3/s
12730 mg/l
0.21 kg/d
Cálculo de NVSSw
Qw * Xnvu =Qf * Xnvf
0.00113888888888889 m3/s
0.55 mg/l
0.05 kg/d
Cálculo TSSw
Verano
VSSw + NVSSw
0.27 kg/d
Invierno
VSSw + NVSSw
0.27 kg/d
Cálculo de concentraciones de alimentación combinada So
(Sf + rSe) / (1+r)
Verano
1200 6.52 0.44
837.07 mg/l
Invierno
1200 50.00 0.44
850.29 mg/l
Xvo
( Xvf + r*Xvu ) / ( 1 + r )
0
0.44
12730
3,871.15 mg/l
Neutralización requerida
Consumo diario 113.16 kg/d
Alcalinidad consumida 56.58 kg/d
Alcanilidad de la alimentación inicial 86.4*Qf*Alc
0.00113888888888889 m3/s
50 mg/l
Alcanilidad inicial 4.92 kg/d
Se comparan la alcanilidad consumida y la inicial. Si la inicial es menor que la consumidano se requiere neutralizar el influente de manera previa
Nutrientes requeridos
Nitrogeno
Perdido en el sistema de purga de sulfatos
0.22 kg/d
0.03 kg/d
0.21
0.12 * ΔXv
0.03 kg/d
Nitrógeno perdido en el efluente
86.4Qf(1.0) 0.10 kg/d
Nitrógeno total perdido ( 1+2 )
Verano 0.12 kg/d
Invierno 0.12 kg/d
Nitrógeno disponible: 86.40 *Qf * (NTK) 5.90 kg/d
Comparar el N disponible contra el consumido este último debe ser menor.
Fósforo
Perdido en el efluente
Evaluación de la DBO total del efluente
Se + Ψ * Xve
Ψ Se obtiene de una tabla en base a A/M
0.19
0.52
Verano
6.52 mg/l
- mg/l
6.52 mg/l
Invierno
50 mg/l
0 mg/l
50.00 mg/l
lt/mg*d
/dia
/dia
lt/mg*d
/dia
/dia
horas
horas
0
Trabajo en el eje por ley de gas ideal
kg O2 h
Corrección por relación AR/Agua corriente por solidos
Temperatura de funcionamiento (verano)
Factor relación O2 disuelto AR/Agua destilada
Trabajo en el eje por ley de gas ideal
kg/cm2
kg/cm2
°K
HP
Volumen Reciclado de Lodos
Gasto combinado en la alimentación inicial
m3/s
Purga del lodo sedimentado m3/s
Efluente final
Descarga de lodos del clarificador
Tiempo de residencia hidráulico
Se comparan la alcanilidad consumida y la inicial. Si la inicial es menor que la consumida
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