Lagoas de Estabilização - avasan.com.bravasan.com.br/pdf/modulo_II_IPH-058_1S_2018.pdf · As lagoas de estabilização são uma técnica adequada para países em desenvolvimento,

IPH 02058: Tratamento de Água e Esgoto – Módulo II: Capítulos 9 a 14 Prof. Gino Gehling

97

Universidade Federal do Rio Grande do Sul

Instituto de Pesquisas Hidráulicas

Departamento de Obras Hidráulicas

IPH 02058 Tratamento de Água e Esgotos

Engenharia Hídrica

Agradecimento: O prof. Gino agradece ao prof. Antônio D. Benetti pela

cessão do arquivo fonte deste capítulo, gerado por ele para a disciplina IPH

02050 da Engenharia Civil. O mesmo recebeu ajustes de formatação e

conteúdo ao padrão da disciplina IPH 02058 (Tratamento de Água e Esgoto),

oferecida à Engenharia Hídrica no primeiro semestre de 2016.

Abril de 2018


98

9. LAGOAS DE ESTABILIZAÇÃO

As lagoas de estabilização são uma técnica adequada para países em desenvolvimento, pois

demandam por áreas consideráveis (que tem custo mais acessível em países mais pobres),

praticamente não demandam energia elétrica e não requerem equipamentos eletromecânicos

sofisticados. Cabe referir que o efluente final tratado é rico em fósforo e nitrogênio, e que em

períodos de verão carregam grandes concentrações de algas. Na saída das lagoas podem ser

adotadas instalações para remoção parcial das algas no efluente final. A figura 9.1 apresenta

um sistema de lagoas.

Figura 9.1: ETE Serraria em primeiro plano, e ao fundo a ETE Ipanema, do DMAE.

Existem vários tipos de lagoas utilizadas para o tratamento de esgotos. Lagoas anaeróbias e

facultativas são utilizadas para remoção da matéria orgânica carbonácea, enquanto que lagoas

de maturação possuem a finalidade de reduzir o número de organismos patogênicos. Lagoas

anaeróbia, facultativa e de maturação utilizam processos naturais para redução da carga

orgânica e patogênicos. Outro tipo de lagoa, denominada aerada, usa equipamento de aeração

para fornecer oxigênio ao meio e manter os sólidos em suspensão. Este capítulo restringe-se

às lagoas que utilizam processos naturais de remoção dos poluentes.

As lagoas são antecedidas sempre por tratamento preliminar: gradeamento, desarenador e

medidor de vazão.

Seguindo-se ao tratamento preliminar, as lagoas são projetadas como:

- Lagoa facultativa;

- Lagoa anaeróbia seguida de lagoa facultativa;

- Lagoa anaeróbia seguida de lagoas facultativa e de maturação;

- Lagoa facultativa seguida de lagoa de maturação.

O link abaixo acessa a Norma Técnica 230 da SABESP, sobre lagoas de estabilização:

http://www2.sabesp.com.br/normas/nts/nts230.pdf



99

As Figuras 9.2 e 9.3 mostram algumas configurações de sistemas de lagoas. A configuração a

ser escolhida dependerá das necessidades de tratamento requeridas e da área disponível. A

seguir serão apresentados detalhes de cada uma das lagoas individualmente.

Figura 9.2: Configurações de sistemas de lagoas.

Figura 9.3: Vista transversal de sistema de lagoas (Fonte: Tilley et al., 2008).

Tratamento

preliminar

Lagoa facultativa

Tratamento

preliminar Lagoa facultativa

Lagoa anaeróbia

Corpo

receptor

Tratamento

preliminar

Lagoa facultativa Lagoa de maturação Corpo

receptor


100

9.1. LAGOAS FACULTATIVAS

9.1.1. Descrição do processo

Em uma lagoa facultativa, ocorrem três zonas, classificadas em função da presença ou

ausência de oxigênio: aeróbia, anaeróbia e facultativa. A Figura 9.4 ilustra um esquema de

uma lagoa facultativa com as suas três zonas.

Zona Anaeróbia: forma-se ao fundo da lagoa devido à deposição de sólidos em suspensão,

uma parcela dos quais é composta por material orgânico. O oxigênio é rapidamente

consumido e não há reposição suficiente. A decomposição da matéria orgânica dá-se por

processo anaeróbio, com a produção de gases como metano, gás carbônico e sulfídrico. Este

tem o potencial de causar mau cheiro, mas é oxidado na zona aeróbia da lagoa. Um resíduo

inerte, não biodegradável acumula-se no fundo da lagoa.

Zona aeróbia: a matéria orgânica solúvel e coloidal permanece dispersa no esgoto. Uma

camada próxima à superfície da lagoa apresenta oxigênio dissolvido que é utilizado para

oxidação da matéria orgânica. O oxigênio é produzido por algas, que, através da fotossíntese

utilizam CO2 para produção de matéria orgânica. Respiração e fotossíntese são reações de

oxidação-redução realizadas por bactérias e algas, respectivamente.

222 OorgânicaMatériaEnergiaOHCO +→++ (Fotossíntese)

EnergiaOHCOOorgânicaMatéria ++→+ 222 (Respiração)

Figura 9.4: Zonas em Lagoa Facultativa (Fonte: von Sperling, 2002).

A energia utilizada para fotossíntese é suprida pela radiação do sol. Por isto, durante a noite,

não ocorre fotossíntese; as algas respiram consumindo oxigênio dissolvido no líquido.

Durante o dia, como há consumo de CO2, o pH se eleva podendo atingir até 10. Durante a

noite, com a produção de CO2, o pH se reduz. A elevação de pH durante o dia causa a

conversão da amônia ionizada em amônia livre, que é um gás e pode escapar para a

atmosfera. Valores elevados de pH contribuem também para a precipitação de fósforo.

DBO solúvel

DBO suspensa

Lodo

Zona aeróbia

Zona Facultativa

Zona Anaeróbia

Afluente Efluente

CO2, CH4, H2S

O2 CO2


101

Zona Facultativa: a penetração da luz diminui com a profundidade da lagoa, desta forma, a

fotossíntese reduz-se até chegar ao ponto em que deixa de ocorrer. Existe uma camada

intermediária em que as variações das taxas de fotossíntese e respiração resultam em ausência

de oxigênio em certos períodos e presença em outros. Existem certas bactérias que podem

utilizar outros compostos (nitratos, sulfatos e gás carbônico) na ausência de oxigênio

dissolvido na água como receptor de elétrons. Estas bactérias denominam-se facultativas.

O tempo de residência dos esgotos dentro da lagoa facultativa excede a 20 dias, de maneira

geral. O efluente da lagoa contém alta concentração de sólidos suspensos, formados

principalmente por algas. Estes sólidos são, em sua maioria, não sedimentáveis.

9.1.2. Condições ambientais

As principais variáveis ambientais que afetam o processo nas lagoas de estabilização são:

- Radiação solar, a qual influencia a fotossíntese;

- Temperatura, afetando as taxas de fotossíntese e decomposição bacteriana,

solubilidade de gases no líquido e condições de mistura da lagoa;

- Vento, o qual interfere com as condições de mistura e reaeração atmosférica.

9.1.3. Critérios de projeto

As lagoas facultativas são dimensionadas considerando-se:

- Taxa orgânica de aplicação superficial

- Tempo de detenção

Taxa orgânica de aplicação superficial

A energia radiante do sol é uma variável fundamental para o funcionamento de lagoas

facultativas. Por isto, a área superficial, ou seja, área exposta ao sol é um critério de projeto

para as lagoas. A taxa de aplicação superficial é dada em termos de carga de DBO por

unidade de área por dia. As cargas de aplicação dependem do clima da região. Von Sperling

(2002) recomenda as seguintes taxas:

- Inverno quente e elevada insolação: Ls = 240 a 350 kg DBO5/hadia

- Inverno e insolação moderados: Ls = 120 a 240 kg DBO5/hadia

- Inverno frio e baixa insolação: Ls = 100 a 180 kg DBO5/hadia

A área superficial da lagoa é obtida através da razão entre a carga de DBO5 afluente a lagoa e

a taxa de aplicação superficial (Equação 9.1).

sL

LA= Eq. 9.1

sendo L = carga de DBO5 em kg/dia.

Outros métodos utilizados para a fixação da taxa de aplicação orgânica superficial (Ls)

mencionados na literatura relacionam esta com a temperatura média mensal mínima do ar e da

água (Mendonça, 2000; McGarry e Prescod; Arthur e Gloyna; Mara).

Em geral, a área de uma lagoa facultativa é limitada a 15 ha.


102

Tempo de detenção

Relaciona-se ao tempo necessário para que os organismos realizem a estabilização da matéria

orgânica. O tempo de detenção em lagoas varia entre 15 a 45 dias, e depende também da

temperatura local. É calculado pela Equação 9.2.

Q

Vt = Eq. 9.2

Sendo: V = volume (m3); Q = vazão (m3/s)

Profundidade

A profundidade de lagoas facultativas varia entre 1,5 a 3,0 m.

O tempo de detenção e a profundidade da lagoa estão associados. Para definição destes

parâmetros, adotam-se as seguintes alternativas:

a) Escolhe-se o valor do tempo de detenção t e calcula-se o volume V da lagoa (Equação

9.3). A altura H é dada pela Equação 9.4.

V = Qt Eq. 9.3

A

VH = Eq. 9.4

b) Escolhe-se o valor para a profundidade H da lagoa. Calcula-se o valor do volume V através

do rearranjo da Equação (8), fazendo-se a verificação do tempo de detenção.

Geometria das lagoas

A geometria das lagoas apresenta uma relação comprimento (L) para largura (B) em torno de

2 a 4.

9.1.4. Regime hidráulico

Os regimes utilizados para modelagem de lagoas são (a) fluxo em pistão, (b) mistura completa

e (c) fluxo disperso. As equações representativas destes tipos de reatores são:

Mistura completa: tk

CC

+=

1

0 Eq. 9.5

Fluxo em pistão: tkeCC −= 0 Eq. 9.6

Fluxo disperso:

d

a

d

a

d

E

eaea

eaCC

−

−−+

=

2222

2

1

0

)1()1(

4 Eq. 9.7

dtka += 41 Eq. 9.8

LU

Dd

= Eq. 9.9


103

“d” é o coeficiente de dispersão longitudinal (L2/T); a = adimensional; d=D/UL (num. de

dispersão, adimensional); U = vel med de fluxo (L/T); L= comprim. da lagoa. A constante de

reação k depende da temperatura (Equação 9.10).

20)20()( −= TCkTk Eq. 9.10

A constante de reação adotada varia entre 0,30 e 0,35 dia-1. Valores do coeficiente de

temperatura utilizados tem sido 1,085 (para k = 0,35 dia-1) e 1,05 (para k = 0,30 dia-1).

9.1.5. Efluente de lagoas

O efluente de lagoas de estabilização contém uma DBO constituída por duas contribuições:

- DBO solúvel, remanescente do tratamento;

- DBO particulada, formada principalmente por algas presentes.

As algas poderão vir a exercer uma demanda de oxigênio no corpo receptor, caso morram e

entrem em decomposição, bem como durante a noite. Mara apud von Sperling (2002) estima

que 60% a 90% dos sólidos em suspensão no efluente de lagoas sejam formados por algas. A

demanda de oxigênio que resulta da decomposição de 1,0 mg de algas é 0,45 mg DBO5.

Assim, cada mg de SS no efluente tem o potencial de consumir 0,3 a 0,4 mg DBO5.

1,0 mg/L SS 0,3 a 0,4 mg/L DBO5

Entretanto, as algas poderão ser benéficas em sistemas de aquacultura, por exemplo. Neste

caso, as algas entram na cadeia alimentar ao serem consumidas pelo zooplâncton, os quais

servem de alimentos a peixes. Uma alternativa é utilizar o efluente na irrigação de culturas

agrícolas. Ao morrerem, as algas liberam nutrientes que podem ser utilizados pelas culturas.

Uma alternativa para a remoção de algas em efluentes de lagoas é o uso de filtros

intermitentes de areia ou flotador por ar dissolvido. Contudo, a adoção de processos

complementares implicará no aumento de custos.

9.1.6. Acúmulo de lodo

O acúmulo de lodo em lagoas facultativas é da ordem de 0,03 a 0,08 m3/hab.ano.

9.2. LAGOAS ANAERÓBIAS


Em uma lagoa anaeróbia, a carga de DBO por unidade de volume da lagoa determina que a

taxa de consumo de oxigênio dissolvido seja superior a taxa de reposição de oxigênio

atmosférico por difusão. Desta forma, são mantidas condições anaeróbias no interior da lagoa.

As lagoas anaeróbias são mais profundas que as lagoas facultativas. A área superficial é

irrelevante uma vez que o processo anaeróbio não utiliza fotossíntese. A eficiência de

remoção de DBO situa-se em torno de 50% (para temperatura menor ou igual a 20C) a 60%

(temperatura maior do que 20C) (Jordão e Pessôa, 2011). Mara apud von Sperling (2002)

sugere a seguinte equação para estimar a eficiência de remoção de DBO em lagoas

anaeróbias:


104

E = 2T + 20 Eq. 9.11

Sendo: E = eficiência de remoção de DBO (%)

T = temperatura média do ar no mês mais frio (oC).

Segundo o autor, a equação 9.11 é válida para temperaturas entre 10 e 25oC; para

temperaturas maiores que 25oC, a remoção seria de 70%.

A redução de DBO em lagoas anaeróbias não é suficiente na maioria dos casos, havendo

necessidade de um tratamento complementar.

A estabilização anaeróbia da matéria orgânica é um processo altamente complexo, onde

vários grupos de organismos atuam em uma sequência de reações até chegar-se aos produtos

finais, metano e gás carbônico. De uma forma muito simplificada pode-se dizer que o

processo anaeróbico compreende duas fases:

- Formação de ácidos orgânicos voláteis pelas bactérias acidogênicas;

- Formação de metano pelas bactérias metanogênicas

As bactérias metanogênicas são muito sensíveis, requerendo condições ambientais restritas

para realizarem seu metabolismo. Para isto, a temperatura do líquido deve situar-se acima de

15C, o pH deve ser acima de 6,5 e deve haver ausência absoluta de oxigênio.

Há potencial para geração de maus odores em lagoas anaeróbias devido à redução de sulfato a

sulfeto. Quando o pH for ácido, o sulfeto estará na forma de H2S, que é um gás mau cheiroso

e tóxico. Contudo, no pH neutro, a maior parte do sulfeto estará presente como HS-, que não

gera odores.

9.2.2. Critério de dimensionamento

Para o dimensionamento de lagoas anaeróbias são adotados dois critérios:

- Taxa orgânica de aplicação volumétrica;

- Tempo de detenção.

Taxa orgânica de aplicação volumétrica

Para o caso de lagoa anaeróbia, área superficial não é importante. A taxa de aplicação

volumétrica é tal que garanta um consumo de oxigênio muito maior do que a eventual

produção. Depende também da temperatura da região. As taxas de aplicação volumétrica (Lv)

sugeridas por Jordão e Pessôa variam entre 0,1 a 0,4 kg DBO5/m3.dia. Mara apud von Sperl

ing (2002) sugere as seguintes cargas, com base nas temperaturas médias do mês mais frio:

Lv = 0,02T – 0,10, para temperaturas entre 10 a 20oC Eq. 9.12

Lv = 0,01T + 0,10, para temperaturas entre 20 a 25oC Eq. 9.13

Lv = 0,35, para temperaturas maiores que 25oC Eq. 9.14

Sendo Lv = taxa de aplicação volumétrica de DBO, kg DBO/m3dia

Uma vez definida a taxa de aplicação volumétrica, o volume da lagoa é calculado pela

Equação 9.15.


105

VL

LV = Eq. 9.15

L = carga de DBO5 por dia, kg DBO/dia

LV = taxa de aplicação volumétrica de DBO

Tempo de detenção

É estabelecido em função do tempo requerido para estabilização da matéria orgânica pelo

processo anaeróbio. Normalmente, situa-se entre 3 a 6 dias. A tabela 9.1 apresenta sugestões

de tempo de detenção em função da temperatura na região.

Tabela 9.1: Tempo de detenção em lagoa anaeróbia (Jordão e Pessôa, 2011)

Temperatura média da lagoa no mês mais frio (C) Tempo de Detenção (dias)

20 4 6 > 20 3 5

Profundidade

A profundidade de lagoas anaeróbias situa-se na faixa de 3,5 m a 5,0 m.

Geometria

As lagoas anaeróbias apresentam relação comprimento para largura entre 1 e 3.

9.2.3. Acúmulo de lodo

A taxa de acúmulo de lodo em lagoas anaeróbias tem sido reportada na ordem de 0,03 a 0,10

m3/habano.

9.3. LAGOAS DE MATURAÇÃO


A principal finalidade da lagoa de maturação é a remoção de organismos patogênicos. Desta

forma, ela pode ser utilizada após qualquer tratamento biológico de esgotos, incluindo lodos

ativados e filtros biológicos. É uma alternativa aos métodos tradicionais de remoção de

patogênicos como a desinfecção com cloro. Contudo, ela requer grande área.

O ambiente externo ao trato intestinal é desfavorável à sobrevivência de microrganismos

patogênicos. Eles enfrentam condições de temperatura, pH, oxigênio, e alimento fora das

faixas ótimas, além de terem de competir com outros organismos e predadores. As lagoas de

maturação procuram ampliar estas condições desfavoráveis, através da entrada de radiação

solar, pH e concentração de OD elevados. A radiação solar contém raios ultravioletas que são

bactericidas. As lagoas de maturação atingem mais de 99,99% de remoção de coliformes.

Cistos de protozoários e ovos de helmintos são normalmente eliminados do efluente de lagoas

de maturação por sedimentação.


106

9.3.2. Critérios de projeto

O tempo de residência hidráulico é o principal parâmetro de projeto de lagoas de maturação.

É desejável usar fluxo em pistão para se atingir os elevados níveis de remoção requeridos. A

Equação 9.16 representa o número de organismos no efluente para reator com fluxo em

pistão.

tkdeNN−

= 0 Eq. 9.16

Sendo: N = número de coliformes no efluente, [org/100 ml]

N0 = número de coliformes no afluente, [org/100 ml]

Kd = coeficiente de decaimento bacteriano, [dia-1]

t = tempo de detenção, [dias]

O coeficiente de decaimento bacteriano é função da temperatura T (Equação Eq. 9.17).

20)20()( −= T

dd CkTk Eq. 9.17

O valor sugerido para a constante é 1,07.

Lagoas de maturação são dimensionadas para terem baixa profundidade de modo a

maximizarem a penetração da radiação ultravioleta. A profundidade situa-se entre 0,8 e 1,5 m

e o tempo de detenção entre 3 e 40 dias.

9.3.3. Exemplo de dimensionamento de lagoa facultativa

Considere uma ETE na qual o esgoto bruto passa por gradeamento e reator UASB. O efluente

do UASB será direcionado para uma lagoa facultativa. Dimensione a mesma para início e fim

de plano, considerando os dados operacionais previstos.

Dados de início de plano para a vazão média

Qméd2005 = 104 L/s

DBOafluente = 99 mg DBO5/L (concentração de DBO no efluente do reator UASB)

Temperatura média mês mais frio = 12,3 ºC

Ls (considerando inverno e insolação moderados) = 180 kgDBO5/ha.dia

Carga de DBO5 afluente (L)

H = 3,0 m

k (20ºC) = 0,35 d-1

Θ = 1,085

Carga de DBO afluente à lagoa (L):

L = DBOafluente * Qméd2005

L = 99 mg DBO5/L * 104 L/s * 86400 s/d * 1 kg/106 mg

L = 889,57 kgDBO5/d

Área da lagoa:

sL

LA=

dhakgDBO

dkgDBO

*/180

/57,889

5

5= ha94,4=


107

Volume e tempo de detenção da lagoa:

V = H*A

V = 3,0 m * 4,94 ha*10 000 m²/ha

V = 148200 m³

Tempo de detenção: Q

Vt =

LmdssL

m

1000/³1*/86400*/104

³148200=

diast 49,16=

Geometria da lagoa: (Vide norma NTS 230: http://www2.sabesp.com.br/normas/nts/nts230.pdf )

L/B = 4

L = 4B

A = L*B

4,94 ha * 10 000 m²/ha = 4B *B

B = 111,13 m

L = 444,52 m

DBO5 efluente:

Considerando fluxo em pistão a DBO5 efluente (C) é dada pela equação:

tkeCC −= 0

O valor de k para as condições climáticas de Pelotas (Temperatura média mês mais frio = 12,3

ºC) é:

20)20()( −= TCkTk

)203,12(1 )085,1(*35,0)º3,12( −−= dCk

11867,0)º3,12( −= dCk

Portanto, a DBO5 efluente é:

tkeCC −= 0

ddeLmgC 49,16*1867,0 1

/99−

=

LmgC /55,4=

Dados de fim de plano para a vazão média

Qméd2005 = 130 L/s

DBOafluente = 99 mg DBO5/L (concentração)

Temperatura média mês mais frio = 12,3 ºC

Ls (considerando inverno e insolação moderados) = 180 kgDBO5/ha.dia

Carga de DBO5 afluente (L): pode ser explicitada

H = 3,0 m

k (20ºC) = 0,35 d-1

Θ = 1,085



108

Cálculo da carga diária de DBO5:

L = DBOafluente * Qméd2005

L = 99 mg DBO5/L * 130 L/s * 86400 s/d * 1 kg//106 mg = 1.111,97 kgDBO5/d

Área da lagoa:

sL

LA= =

dhakgDBO

dkgDBO

*/180

/97,1111

5

5 ha18,6

Volume e tempo de detenção da lagoa:

V = H*A

V = 3,0 m * 6,18 ha*10 000 m²/ha

V = 185400 m³

Tempo de detenção: Q

Vt =

LmdssL

m

1000/³1*/86400*/130

³185400= dias51,16=

Geometria da lagoa:

L/B = 4

L = 4B

A = L*B

6,184 ha * 10 000 m²/ha = 4B *B

B = 124,30 m

L = 497,19 m

DBO5 efluente:

Considerando fluxo em pistão a DBO5 efluente (C) é dada pela equação:

tkeCC −= 0

O valor de k para as condições climáticas de Pelotas (Temperatura média mês mais frio = 12,3

ºC) é

20)20()( −= TCkTk

)203,12(1 )085,1(*35,0)º3,12( −−= dCk

11867,0)º3,12( −= dCk

Portanto a DBO5 efluente é:

tkeCC −= 0

ddeLmgC 51,16*1867,0 1

/99−

=

LmgC /54,4=

Comparando-se os dimensionamentos percebe-se que existe pouca diferença entre as etapas

de início e fim de plano. Sendo assim, para implantação da lagoa facultativa serão adotados os

dimensionais de fim de plano.


109

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

JORDÃO, E.P.; PESSÔA, C.A. Tratamento de esgotos domésticos. 6ª ed. Rio de Janeiro:

ABES, 2011.

TILLEY, E.; LÜTHI, C.; MOREL, A.; ZURBRÜGG, C.; SCHERTENLEIB, R. Compendium

of sanitation systems and technologies. Dübendorf: Swiss Federal Institute of Aquatic Science

and Technology, 2008.

VON SPERLING, M. Lagoas de estabilização. Belo Horizonte: Departamento de Engenharia

Sanitária e Ambiental, Universidade Federal de Minas Gerais, 2002.


110

10. TRATAMENTO PRIMÁRIO DE ESGOTOS

10.1. OBJETIVOS

O tratamento primário tem o objetivo de remover sólidos suspensos sedimentáveis. Os sólidos

removidos incluem matéria orgânica; desta forma, ocorre uma redução da DBO no tratamento

primário. Segundo Metcalf & Eddy (2003), as remoções de sólidos suspensos e DBO variam,

respectivamente, entre 50% a 70% e 25% a 40%. Pacheco e Jordão (1995) indicam faixas de

remoção entre 40% a 60% (SS) e 25% a 35% (DBO).

10.2. ESTRUTURA FÍSICA

O tratamento primário realiza-se em unidades denominadas de decantadores primários. Estas

unidades são tanques de formato cilíndrico ou retangular. Os esgotos permanecem dentro do

tanque por um certo intervalo de tempo, havendo a separação de sólidos que são mais densos

que o líquido. No fundo do tanque, braços giratórios e rodos conduzem o lodo para uma zona

central de onde deixam o tanque em direção ao tratamento de lodos. Na superfície, o líquido

decantado é coletado em vertedores, sendo conduzido ao tratamento secundário de esgotos. É

comum a formação de escuma na superfície dos decantadores; por esta razão, utiliza-se um

anteparo com a finalidade de reter a escuma e evitar seu arraste com o líquido decantado. A

escuma recolhida é enviada ao digestor. A Figura 10.1 apresenta um decantador primário

com vistas em planta e corte.

Algumas ETE foram construídas de modo que o efluente do decantador primário passasse

para um reator UASB. Atualmente o usual é que após os esgotos chegarem à ETE, e passarem

pelas grades e pelo desarenador, já sejam direcionados ao reator UASB.

10.3. O PROCESSO DE SEDIMENTAÇÃO

Em tanques de decantação primária ocorre o processo de sedimentação chamado floculenta.

Neste processo, as partículas coalescem e floculam durante a sedimentação. As partículas

ganham massa e alteram a velocidade de sedimentação (Figura 10.2). A aglomeração

depende de contatos entre partículas, que varia em função da taxa de aplicação superficial,

profundidade da tanque, concentração de partículas e gradientes de velocidade no sistema.

Na sedimentação discreta, viu-se que a velocidade crítica era dada pela Equação 10.1.

−=

18

)(2S

c

Dgv Eq. 10.1

Na sedimentação floculenta, o tamanho da partícula, representada por D na Equação 10.1 e

sua densidade alteram-se durante a sedimentação.

Ainda não há um modelo matemático que permita estabelecer parâmetros de projeto para o

decantador primário. Os parâmetros de projeto devem ser determinados através de ensaio de

sedimentação ou são usados dados publicados na literatura.


111

Gehling (1995), com base em dados operacionais da Estación Depuradora de Aguas

Residuales de Manresa, Espanha, desenvolveu modelo que correlaciona o rendimento de

decantadores primários com a concentração de sólidos suspensos na entrada, e com a

temperatura da água, explicitando a influência desta na densidade e na viscosidade da água.

Gehling comprova que a carga hidráulica aplicada (m3/m2.dia) não afeta o rendimento na

remoção de sólidos suspensos. Isto porque, em cada decantador, a amplitude da variação da

carga não é suficientemente ampla para que isto ocorra.

Figura 10.1: Decantador primário circular.


112

Figura 10.2: Sedimentação floculenta e discreta.

10.4. TESTE DE SEDIMENTAÇÃO

O conteúdo de todo este item 10.4 seria objeto de uma aula prática em laboratório. Mas a

reduzida carga horária desta disciplina não contempla aulas em ambiente laboratorial. Assim,

o conteúdo a partir daqui até o fim da página 12, que descreve o teste de sedimentação, não é

cobrado em avaliações, constando apenas para descrição do teste.

O teste de sedimentação é realizado em uma coluna de diâmetro de 15 cm e profundidade

superior a 2,00 m. Nesta coluna são feitas saídas nas profundidades de 0,60 m, 1,20 m e 1,80

m (Figura 10.3).

Figura 10.3: Coluna para o teste de sedimentação.

Sedimentação

discreta

Sedimentação

floculenta

H1 = 0,60 m

H2 = 1,20 m

H3 = 1,80 m


113

Procedimento para o teste de sedimentação

1o) Encher a coluna com o esgoto a ser testado, mantendo uma concentração uniforme em

toda a coluna, com auxílio de um misturador.

2o) Em tempos pré-determinados, coletar amostras nas saídas 1, 2 e 3, medindo as

concentrações de sólidos suspensos.

Por que as medidas são realizadas a 0,60 m, 1,20 m e 1,80 m? Isto deve-se ao fato de ser 2,0

m a profundidade mínima de decantador primário. Os resultados do teste permitirão

determinar a remoção de sólidos em suspensão em função da taxa de aplicação superficial e

tempo de detenção.

Exemplo:

Um esgoto possui concentração de sólidos suspensos de 430 mg/L. Um teste de sedimentação

com este esgoto apresentou os resultados mostrados na Tabela 10.1. Com base nestes dados,

estabeleça a relação entre percentagem de remoção de sólidos com a taxa de aplicação

superficial e tempo de detenção.

Tabela 10.1: Resultados do teste de sedimentação

Tempo

(min)

Concentração de Sólidos Suspensos (mg/L)

0,60 m 1,20 m 1,80 m

0 430 430 430

5 357 387 396

10 310 346 366

20 252 299 316

30 198 254 288

40 163 230 252

50 144 196 232

60 116 179 204

75 108 143 181

Procedimento

1o) Calculo da percentagem de sólidos suspensos removidos em cada amostra.

A fração de sólidos que permanece em suspensão é dado por:

Fração de sólidos que permanecem na suspensão = 0

,

C

C ht Eq. 10.2

Sendo: Ct,h = concentração de sólidos em suspensão na altura H e tempo t;

C0 = concentração de sólidos suspensos no tempo t = 0, 430 mg/L

A fração de sólidos removida (Equação 10.3) é o complemento da Equação 10.2.

Fração removida = 1 -

0

,

C

C ht Eq. 10.3

A Tabela 10.2 apresenta os percentuais de sólidos suspensos removidos em cada altura e

tempo t. A Figura 10.4 mostra o gráfico dos dados da Tabela 10.2.


114

Tabela 10.2: Sólidos suspensos removidos a altura H nos tempos de detenção.

Tempo Rt,h (%)

(min) 0,60 m 1,20 m 1,80 m

0 0 0 0

5 17 10 8

10 28 20 15

20 41 30 27

30 54 41 33

40 62 47 41

50 67 54 46

60 73 58 53

75 75 67 58

Remoção de sólidos suspensos vs tempo de detenção

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Tempo de detenção (min)

SS

rem

ovid

os (

%)

H = 0,60 m

H = 1,20 m

H = 1,80 m

Figura 10.4: Remoção de sólidos suspensos vs tempo de detenção.

2o) Cálculo dos tempos de detenção, em cada altura, que correspondem aos percentuais de

sólidos suspensos removidos.

Estas informações são retiradas do gráfico da Figura 10.4. Por exemplo, os tempos de

detenção requeridos para que 20% de sólidos suspensos sejam removidos, respectivamente

nas alturas 0,60 m, 1,20 m e 1,80 m, são 6,5, 10,5 e 14,5 minutos. A Tabela 10.3 apresenta os

tempos de detenção calculados para as percentagens de sólidos removidos. Com base nos

dados da Tabela 10.3 prepara-se o gráfico do perfil de sedimentação, com as curvas de iso-

eficiências (Figura 10.5).


115

Tabela 10.3: Tempos de detenção e percentagem de remoção em cada

altura H; Perfil de sedimentação.

Remoção

(%)

t (min)

0,60 m 1,20 m 1,80 m

0 0,0 0,0 0,0

5 1,2 2,5 3,7

10 2,5 5,0 6,5

20 6,5 10,5 14,5

30 11,5 19,0 25,0

40 18,0 30,0 39,0

50 27,0 44,0 56,5

60 38,5 61,5 77,5

70 55,0 87,5 -

75 75,0 - -

Figura 10.5: Perfil de sedimentação.

3o) Cálculo da percentagem de remoção de sólidos suspensos versus a taxa de aplicação

superficial:

A velocidade de sedimentação efetiva de uma partícula é definida pelo tempo gasto pela

partícula para atingir a zona de lodo (1,80 m no teste).

t

HvS = Eq. 10.4

Uma suspensão contém partículas com diferentes velocidades de sedimentação efetiva.


116

Partículas com velocidade de sedimentação efetiva vS igual ou maior que a velocidade crítica

vsc serão completamente removidas. A velocidade crítica é a taxa de aplicação superficial

(m3/m2dia).

Partículas com velocidade de sedimentação efetiva vS menor que a velocidade crítica vsc serão

removidas a uma taxa igual a razão vS/vsc, ou, equivalentemente, a razão h/H.

As velocidades de sedimentação efetivas são obtidas a partir do perfil de sedimentação.

3.1) Do Quadro (3), retirar os valores dos tempos de detenção (min) para remoção de sólidos

de 5%, 10%, 20%, 30%, 40%, 50% e 60%. As velocidades de sedimentação efetiva serão a

razão entre a altura 1,80 m e os respectivos tempos. Estes dados encontram-se na Tabela

10.4.

Tabela 10.4: Velocidade de sedimentação efetiva

Remoção Tempo vS

(%) (min) (m/h)

5 3,7 29,2

10 6,5 16,6

20 14,5 7,4

30 25,0 4,3

40 39,0 2,8

50 56,5 1,9

60 77,5 1,4

3.2) Cálculo da percentagem de remoção de sólidos para cada tempo de detenção.

Por exemplo, para um tempo de detenção de 25 minutos a velocidade crítica é 4,3 m/h. De

acordo com o perfil de sedimentação, 30% das partículas serão removidas porque atingem a

profundidade de 1,80 m em 25 minutos ou menos. Para partículas com vS menor que 4,3 m/h,

a fração removida será dada por:

ii

isc

i,sf

H

hf

v

v= Eq. 10.5

Neste caso, hi será a altura média que corresponde ao intervalo de remoção. Por exemplo,

entre o intervalo 30% a 40%, a altura média será o valor médio entre 1,8 m e 1,0 m.

1o intervalo: 30% a 40%

fração removida = 078,0100

)3040(

8,1

1

2

)0,18,1(=

−+



)4050(

8,1

1

2

)55,00,1(=

−+



)5060(

8,1

1

2

)38,055,0(=

−+


117



)6070(

8,1

1

2

)28,038,0(=

−+


Fração removida = 007,0100

)7075(

8,1

1

2

)20,028,0(=

−+

Desta forma, a fração de sólidos suspensos que será removida quando a velocidade crítica for

de 4,3 m/h será:

Fração total removida = 0,30 + 0,078 + 0,043 + 0,026 + 0,018 + 0,007 = 0,472 (~ 47%)

O mesmo procedimento é repetido para os outros tempos de detenção. Estes resultados são

tabulados (Tabela 10.5) e plotados (Figura 10.6).

Tabela 10.5: Remoção por tempo de detenção

Tempo (min) Sólidos Removidos (%)

3,7 13,4

6,5 20,1

14,5 33,9

25,0 47,3

39,0 55,0

56,5 64,3

77,5 71,1

Sólidos suspensos removidos versus tempo de detenção

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80

Tempo de detenção (min)

Só

lid

os s

usp

en

so

s r

em

ovid

os (

%)

Figura 10.6: Remoção de sólidos suspensos por tempo de detenção.


118

3.3) Calcular a percentagem de sólidos suspensos removidos em função da taxa de aplicação

superficial.

A Tabela 10.6 apresenta as taxas de aplicação superficiais correspondentes as velocidades

críticas e os percentuais de sólidos removidos. A Figura 10.7 apresenta o gráfico

relacionando remoção de sólidos versus taxa de aplicação.

Tabela 10.6: Taxas de aplicação vs remoção de sólidos suspensos

Tempo

(min)

vS

(m/h)

Taxa Apl.

(m3/m2.dia)

Remoção de SS

(%)

3,7 29,2 701 13,4

6,5 16,6 399 20,1

14,5 7,4 179 33,9

25,0 4,3 104 47,3

39,0 2,8 66 55,0

56,5 1,9 46 64,3

77,5 1,4 33 71,1

Taxa de aplicação superficial vs remoção de sólidos suspensos

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750

Taxa de aplicação superficial (m3/m

2dia)

Rem

oção

SS

(%

)

Figura 10.7: Taxa de aplicação superficial vs remoção de sólidos suspensos.

10.5. EQUAÇÕES DE REMOÇÃO DE DBO E SÓLIDOS SUSPENSOS EM

DECANTADORES PRIMÁRIOS

A Figura 10.6 pode ser representada pela Equação 10.6 (Metcalf & Eddy, 2003).


119

tba

tR

+= Eq. 10.6

sendo: R = eficiência de remoção esperada (%)

t = tempo de detenção, [h]

a, b = constantes empíricas

A Equação 10.6 é válida tanto para SS quanto para DBO. A Tabela 10.7 mostra os valores

das constantes a e b para DBO e SS.

Tabela 10.7: Valores das constantes a e b para DBO e SS

A B

DBO 0,018 0,020

SS 0,0075 0,014

Os coeficientes da Tabela 10.7 são válidos apenas com estimativas para esgotos sanitários.

10.6. REQUISITOS DE PROJETO PELA NBR 12209/2011

A vazão de dimensionamento do decantador primário deve ser a vazão máxima horária

afluente a ETE, e a taxa de aplicação superficial deve ser:

60 m3/m2dia quando preceder a filtração biológica

90 m3/m2dia quando preceder o processo de lodos ativados

90 m3/m2dia quando for o processo de decantação primária quimicamente assistida

ETE com vazão de dimensionamento maior que 250 L/s deve ter mais de um decantador

primário.

O tempo de detenção hidráulica (TDH) deve ser vinculado às vazões, tal que tenha-se:

TDH 3 horas para vazão média

TDH > 1 hora para vazão máxima

Taxa de escoamento através do vertedor de saída 500 m3/d., por metro de extensão do

vertedor.

Em decantadores com remoção mecanizada de lodo, a altura mínima de água deve ser 3,5

m; em decantadores sem remoção mecanizada de lodo a altura mínima deve ser 0,5 m.

Exemplo de aplicação

Escolhe-se uma taxa de aplicação que corresponda a percentagem desejada de remoção de

sólidos suspensos. Por exemplo, para 60% de remoção de SS, a taxa de aplicação superficial é

de aproximadamente 50 m3/m2.dia (Figura 10.7). Para a vazão máxima de 450 L/s, são

necessários, no mínimo, dois decantadores. A área e o diâmetro de cada decantador serão:


120

2

23

3

8,388400.86/50

1

2

450,0m

dia

s

diamms

m

Tx

QA

A

QAplTx =

==→=

mmA

D 2,221416,3

8,38844 2

=

=

=

Valores típicos para diâmetros de decantadores primários situam-se entre 12 m e 45 m.

De acordo com a NBR 12209/2011, a altura mínima de água no decantador mecanizado

deverá ser de 3,5 m. O volume do decantador será:

32 8,360.15,38,388 mmmHAV ===

Verificação dos tempos de detenção para as conhecidas vazões máxima, média e mínima:

Vazão máxima:

h7,1

hs3600

sm

2

450,0

m8,1360

Q

Vt

3

3

=

==

Vazão média:

h0,3

hs3600

sm

2

250,0

m8,1360

Q

Vt

3

3

=

==

Vazão mínima:

h0,6

hs3600

sm

2

125,0

m8,1360

Q

Vt

3

3

=

==

O requerimento de tempo de detenção é atendido.

Em caso de adoção de uma TAS (taxa de aplicação Superficial) especificada pela NBR 12209

para decantador que precede o sistema de lodos ativados, a área do decantador seria:

TAS = 90 m3/m2dia

2

2

3

3

m216

diamm90

1

dia

s86400

s

m

2

450,0A =

= .

O diâmetro D correspondente será:

mm

D 58,161416,3

8642164 2

==

=

10.7. BALANÇO DE MASSAS PARA SÓLIDOS SUSPENSOS E DBO NO

DECANTADOR PRIMÁRIO

Aqui apresenta-se o objetivo e as equações que descrevem o balanço de massas no decantador

primário.


121

10.7.1. Objetivo do balanço de massas

O balanço de massas objetiva determinar a quantidade de sólidos suspensos e DBO que

seguirão ao tratamento de lodos e ao tratamento biológico. Estas informações são necessárias

para o dimensionamento das estruturas.

10.7.2. Equações descritivas do balanço de massas

O teor de lodos é geralmente dado em termos de percentagem de sólidos. De acordo com

Metcalf & Eddy (2003), o teor de sólidos típico em lodos do decantador primário varia entre

5% e 9 %, com valor típico de 6%.

A Vazão de lodo (V) (ou volume de lodos diário) irá depender da massa e teor de sólidos, e da

gravidade específica do lodo (Equação 10.7)

SLOH

S

fS

MV

=

2

Eq. 10.7

Sendo: V = vazão de lodos, ou volume de lodos diário (L3/T)

MS = massa de sólidos removidos por dia (M/T)

H2O = massa específica da água (M/L3)

SL = densidade específica do lodo (adimensional)

fS = fração de sólidos no lodo (adimensional)

Na Equação 10.7, as seguintes unidades representam as variáveis:

Lodod

L

Lodokg

SSkg

1

OHL

OHkg

lodoL

Lodokg

1

OHL

OHkg

1

d

SSkgV

2

2

2

2

==

A Equação 10.8 é deduzida a partir do conceito de massa específica.

L

LL

V

M= →

LO2H

L

L

LL

S

MMV

=

= Eq. 10.8

A fração de sólidos fs (Equação 10.9) é a razão entre a massa de sólidos e a massa de lodo.

L

ss

M

Mf = Eq. 10.9

s

sL

f

MM = Eq.10.10

Substituindo-se a Equação 10.10 na 10.8, chega-se à Equação 10.7.

Densidade relativa é a razão entre a massa específica da substância e a massa específica da

água. No caso do lodo, a densidade relativa será:

OH

LLS

2

= Eq. 10.11


122

A massa específica do lodo, por sua vez, corresponde a razão entre a massa do lodo e seu

volume (Equação 10.12)

L

LL

V

m= Eq. 10.12

A massa de lodos corresponde a soma entre a massa de sólidos e a massa de água. A massa de

sólidos é igual a soma entre a massa de sólidos voláteis e sólidos fixos. O volume de lodo é

igual a soma dos volumes de água, sólidos voláteis e fixos.

SOHL mmm +=2

Eq. 10.13

FVS mmm += Eq. 10.14

FVOHL mmmm ++=2

Eq. 10.15

SOHL VVV +=2

Eq. 10.16

FVS VVV += Eq. 10.17

FVOHL VVVV ++=2

Eq. 10.18

De uma maneira geral, tem-se que:

OHOH 22

1

V

mS

=

=

Assim, O2HL

L

OH

LL

1

V

mS

2

=

= →

OHL

LL

S

mV

2

1

=

Da mesma forma, O2HF

FF

O2HV

VV

O2HOH

OH

OH

1

V

mV;

1

S

mV;

1

S

mV

2

2

2 =

=

= .

Substituindo na Equação 10.18, tem-se:

OHF

F

OHV

V

OHOH

OH

OHL

L

S

m

S

m

S

m

S

m

2222

1111

2

2

++=

F

F

V

V

OH

OH

L

L

S

m

S

m

S

m

S

m++=

2

2 Eq. 10.19

Dividindo a Equação 10.19 por mL,

LF

F

LV

V

LOH

OH

LL

L

mS

m

mS

m

mS

m

mS

m 1111

2

2 ++=

F

F

V

V

OH

OH

L S

f

S

f

S

f

S++=

2

21

Eq. 10.20

sendo f = fração em massa.


123

Exemplo:

Considerar que o efluente do tratamento preliminar (Figura 10.8), com vazão de 250 L/s,

tenha concentrações de sólidos suspensos de 350 mg/L, sendo 75% voláteis e 25% fixos, e

que sua DBO é de 300 mg/L.

Figura 10.8: Balanço de massas no decantador primário.

Admitindo-se que:

60% dos sólidos suspensos são removidos no decantador primário.

35% da DBO é removida

Teor de sólidos no lodo, ou fração de sólidos no lodo = 6%

75% dos sólidos são voláteis, 25% são fixos

Massa específica da água = 1,0 kg/L

Massa específica dos sólidos voláteis = 1,0 kg/L

Massa específica dos sólidos fixos = 2,5 kg/L

A carga de sólidos entrando no decantador será Q0X0, sendo:

Q0X0 = SSdia

kg

dia

s

m

L

mg

kg

L

mg

s

m560.7400.861010350250,0

3

363

= −

Carga de sólidos no efluente primário = QEXE = 0,40 x 7.560 = 3.024 kg/dia SS

Carga no lodo = QUXU = 7.560 – 3.024 = 4.536 kg/dia SS

O volume diário de lodo produzido no decantador primário é dado pela Equação 10.7, que

representa a vazão de lodo, ou seja, a massa sólida removida pelo decantador.

MS = 4.536 kg/dia SS

H2O = 1,0 kg/L

fS = 0,06

SL = densidade relativa do lodo (adimensional)

As frações de água e sólidos do lodo são, respectivamente, 0,94 e 0,06, ou 94/100 e 6/100.

Dos sólidos, 75% são voláteis; portanto a fração de sólidos voláteis e fixos são,

respectivamente, 0,045 e 0,015, ou 4.5/100 e 1.5/100. Substituindo-se na Equação 10.20,

tem-se:

0091,1S9910,05,2

1

100

5.1

0,1

1

100

5.4

0,1

1

100

94

S

1L

L

=→=++=

A densidade relativa do lodo será 1,0091, dado:

OHm

OHkg1000

1

lodom

lodokg10091

2

3

23

Q0, X0 QE, XE

QU, XU


124

Substituindo os valores de MS, H2O, fS e SL na Equação 10.7, tem-se:

dia

lodom9,74

dia

lodoL74918

lodoskg100

SSkg6

OHm

OHkg1000

1

lodom

lodokg10091

OHm

OHkg1000

dia

SSkg536.4

V3

2

3

23

2

3

2

==

=

Resumo

1. Vazões

dia

m

L

m

dia

s

s

LQ

333

0 2160010400.86250 == −

dia

m9,74Q

3

U =

dia

m1,525.219,74600.21Q

3

E =−=

2. Cargas

Sólidos: Afluente - dia

kgXQ 560.700 =

Efluente - dia

kgXQ EE 024.3=

Lodo - dia

kgXQ UU 536.4=

DBO Afluente = 300 mg/L x 0,250 m3/s x 10-6 kg/mg x 103L/m3 x 86.400 s/dia

= dia

DBOkg480.6

DBO efluente tratamento primário = 6.480 x (1 – 0,35) = dia

DBOkg212.4

DBO lodo primário = 6.480 – 4.212 = dia

DBOkg268.2

3. Concentrações

Afluente - sólidos: X0 = 350 mg/L

- DBO: C0 = 300 mg/L

Efluente primário – sólidos: XE = 350 x (1 – 0,60) = 140 mg/L

CE = 300 x (1 – 0,35) = 195 mg/L

Lodo primário – sólidos: L

SSmg60561

m

L10

1

kg

mg10

dia

m9,74

dia

kg536.4

X

3

3

6

3U ==

DBO: L

DBOmg3028010

dia

m9,74

dia

kg268.2

C 3

3U ==


125

Os resultados encontram-se resumidos na Figura 10.9.

Figura 10.9: Resumo do balanço de massas no decantador primário.


ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 12209: projeto de estações

de tratamento de esgoto sanitário. Rio de Janeiro, 2011.

JORDÃO, E. P.; PESSÔA, C. A. Tratamento de esgotos domésticos. 4. ed. Associação

Brasileira de Engenharia Sanitária e Ambiental: Rio de Janeiro, 2005.

METCALF & EDDY, INC. Wastewater engineering: treatment and reuse. 4rd ed. New

York: McGraw-Hill, 2003.

Q0 = 21.600 m3/dia

X0 = 350 mg/L

C0 = 300 mg/L

Carga SS = 7.560 kg/dia

Carga DBO = 6.480 kg/dia

QE = 21.487 m3/dia

XE = 140 mg/L

CE = 195 mg/L


Carga DBO = 4.212 kg/dia QU = 74,9 m3/dia

Xu = 60.561 mg/L

Cu = 30.280 mg/L


Carga DBO = 2.268 kg/dia


126

11. TRATAMENTO ANAERÓBIO EM REATORES

Para efeitos didáticos, se considerarão dados de projeto executivo de uma ETE (ETE Anglo),

concebida para o município de Pelotas-RS. Admitir-se-á que os esgotos afluentes aos reatores

UASB tenham passado apenas por tratamento preliminar: gradeamento, caixas de areia e

medidor de vazão (calha Parshall), representados na Figura 11.1. Isto significa que os SS e a

DBO afluente aos reatores UASB serão iguais às do esgoto bruto. O tratamento secundário

será constituído por reatores anaeróbios de manta de lodos (reatores UASB) e filtros

biológicos (FB). Em sequência aos filtros adotar-se-ão decantadores secundários. O excesso

de lodo descartado dos reatores UASB será encaminhado a leitos de secagem.

Pelo fato de que a ETE Anglo ainda não foi construída, as fotos apresentadas neste capítulo

são da ETE que trata os esgotos do balneário Laranjal, da Cidade de Pelotas-RS. O efluente

final da ETE do Laranjal deságua em canal de macrodrenagem, que descarrega no Canal São

Gonçalo.

Figura 11.1: grades de limpeza manual, plataforma para deposição de resíduos, caixa de areia

e calha Parshall ao fundo (ETE do SANEP, no balneário do Laranjal).

O projeto da ETE Anglo foi feito com base na ABNT NBR 12209:1992. Atualmente vige a

versão ABNT NBR 12209:2011. Os reatores UASB, na referida norma, são contemplados no

item 6.4, páginas 16 a 19. Ainda que de forma não exaustiva, neste capítulo procurou-se fazer

referência aos critérios de projeto já superados, a considerar-se a normativa vigente.

Obs: seria adequada a adoção de centrífuga, ou mesmo a adoção de bags de geotêxtil, como

sistemas de desidratação alternativos, em substituição aos leitos de secagem. Cabe também a

colocação que atualmente os reatores UASB, preferentemente, não mais devem ser

executados em concreto armado, mas sim com materiais sintéticos.


127

11.1. VAZÕES DE PROJETO, DIMENSIONAIS E TDH

Neste item se procederá ao dimensionamento hidráulico de reatores UASB (Figura 11.2) para

as vazões declaradas na tabela 11.1. Verificar-se-ão os dimensionais para proporcionar um

tempo de detenção hidráulico (TDH) adequado às condições climáticas do município de

Pelotas-RS.

Figura 11.2: Pré-tratamento, reator UASB, e FB, com descarga em banhado construído. (ETE

do SANEP, no balneário do Laranjal).

Tabela 11.1: Vazões de esgotos de início e final de plano – ETE Anglo

Etapa Vazão (L/s)

Mínima Média Máxima

Início 64 104 167

Fim 77 130 215

Considerando que em início de plano (ano 2005) ter-se-á 75% da vazão de fim de plano (ano

2.034), os reatores UASB terão a sua volumetria definida para que em início de plano, com

apenas duas unidades implantadas, tenha-se um TDH de 10 horas para a vazão média. Para as

condições climáticas de Pelotas este tempo pode ser considerado um tempo de detenção

demasiado curto. Entretanto, ao adotar-se tempo superior para início de plano, e considerando

que haverão duas linhas em paralelo em fim de plano, ter-se-ia em fim de plano um TDH,

demasiado elevado, superior a 16 horas.

A proposta de três linhas em paralelo para fim de plano, com duas implantadas para atender as

condições de início de plano seria a mais indicada, sob o ponto de vista das vazões afluentes.

Entretanto, esta proposta levaria a ocupação de maior área, bem como um maior investimento

inicial, e ainda maior custo para a ETE como um todo, posto que três linhas para tratar uma

determinada vazão exigiriam um investimento inicial maior do que a adoção de apenas duas

linhas.

Reator UASB

FB Pré-tratamento


128

O fator que permite a adoção de um TDH de apenas 10 horas, para as condições de início de

plano, é o fato de que a EBE (Estação de Bombeamento de Esgotos) Tamandaré, que alimenta

a ETE ANGLO por recalque, será totalmente reformulada. Os novos conjuntos elevatórios

deverão operar com inversores de frequência, bem como a nova EBE junto à margem do

Canal do Pepino. Esta reformulação no sistema de bombeamento que aduzirá os esgotos à

ETE ANGLO diminuirá de forma significativa os picos de vazão, devendo esta ter um

comportamento mais linear, e consequentemente atenuando as vazões de pico.

Adotando 10 horas como o tempo de detenção hidráulico para dimensionamento dos reatores

UASB, na situação de início de plano o volume total de reatores deverá ser:

hmLhssL

VTDH 10

/10/3600/104 332005 =••

=−

Assim, resulta V = 3.744 m3. Adotar-se-á um volume bruto (incluindo volumetria de concreto

armado de pilares e vigas internas) de 3.800 m3. Para atender a esta volumetria adotar-se-ão

dois reatores para início de plano, devendo-se futuramente proceder a implantação de outros

dois. Em fim de plano, com quatro unidades de 1.900 m3, o TDH será:

hmLhssL

mTDH 16

/10/3600/130

)2/744.3(433

3

2034 =••

•=

−

▪ Altura (H) do reator: 5,0 m

▪ Área superficial de cada reator UASB = V/H = 1.900 m3/5,0 m = 380 m2. Adotar-se-

ão quatro UASB com 380 m2 em planta cada um, o que para a profundidade de 5

metros adotada resulta um volume bruto de 1.900m3. Entretanto, nas verificações

hidráulicas que se farão, considerar-se-á sempre um volume de 1.872 m3, que seria o

volume útil de cada reator, descontando a volumetria de concreto estrutural (pilares,

calhas...) no interior do mesmo. Esta determinação do volume útil é feita apreciando-

se os dimensionais nas plantas de forma do projeto estrutural.

▪ Número de reatores: adotar-se-ão quatro reatores com 380 m2 de área cada um, para

atender a vazão de fim de plano.

▪ Dimensões de cada reator:

Para satisfazer a área calculada de 380m2 adotar-se-á para cada UASB as dimensões internas

de 20m x 19m em planta.

Assim, para cada UASB, tem-se:

A = 380 m2

V = 1.874 m3 (volume útil, descontados volumes de pilares, vigas, calhas...)

TDH = 10,15 h


129

11.2. CARGAS AFLUENTES E VELOCIDADES DE FLUXO

▪ Carga orgânica volumétrica – COV

Em início e fim de plano ter-se-ão as COV abaixo explicitadas:

diam

DQOkg

dia

s

mg

kg

m

LmgsLCOV

=

= −

3

6

32005 49,11400.8610874.12

620104

diam

DQOkg

dia

s

mg

kg

m

LmgsLCOV

=

= −

3

6

3034.2 93,02

1400.8610

874.12

620130

(1 – 2 kg DQO/ m3dia) OK!

▪ Carga hidráulica volumétrica – CHV

As cargas hidráulicas volumétricas para início e fim de plano são a seguir verificadas.

Constata-se que tanto para início como para fim de plano as mesmas estão abaixo de 4,0

m3/m3dia, que seria o limite a cumprir.

diam

m

dia

s

L

m

m

sL

V

QCHV

=== −

3

333

32005 4,21400.8610744.3

104

diam

m

dia

s

L

m

m

sL

V

QCHV

=== −

3

333

3034.2 5,12

1400.8610

744.3

130

▪ Velocidade ascendente de fluxo

Pela norma antiga, as velocidades ascendentes de fluxo em início e fim de plano deveriam ser

sempre inferiores a 1,5 m/h. Pela norma vigente (item 6.4.8) a velocidade ascencional no

compartimento de digestão deve ser igual ou inferior a 0,7 m/h para a vazão média e inferior a

1,2 m/h para a vazão máxima.

As velocidades ascencionais, serão dadas por:

A

QV

A

QV med

med

max

max; ==

Assim, as velocidades que seguem, atendem as exigências da ABNT NBR 12209:2011:

h

m

h

s

L

m

m

sLVmed 49,01600.310

760

104 33

2005.2 == −

h

m

h

s

L

m

m

sLVmáx 79,01600.310

760

167 33

2005.2 == −

h

m

h

s

L

m

m

sLVmed 31,0600.310

7602

130 33

2034.2 =

= −


130

h

m

h

s

L

m

m

sLVmáx 51,0600.310

7602

215 33

2034.2 =

= −

Para a condição de vazão máxima de fim de plano, a velocidade ascendente de fluxo

calculada acima (0,51 m/h), sensivelmente abaixo do valor limite de 1,2 m/h exigido pela

ABNT NBR 12209:2011, seria a velocidade no caso de adução em contínuo do reator. Na

prática, a vazão afluente à ETE ANGLO em certos momentos tenderá ao valor da vazão de

pico afluente. Isto porque a vazão de chegada à ETE é intermitente. Como já dito, a referida

vazão procede da EBE Tamandaré por bombeamento.

11.3. SISTEMA DE DISTRIBUIÇÃO DO ESGOTO AFLUENTE

O efluente do pré-tratamento é direcionado ao repartidor da vazão afluente aos UASB,

parcelada de forma equitativa entre os 30 pequenos vertedores, como se pode apreciar na

figura 11.3. A posição do repartidor é apresentada na figura 11.4.

Figura 11.3: repartidor da vazão afluente ao UASB da ETE Laranjal, do SANEP; o UASB da

ETE Anglo terá quatro repartidores em cada um dos quatro reatores.

Orifício de

chegada

Verterores conectados a

tubos distribuidores


131

Figura 11:4: posição do repartidor de vazão, centralizado no topo reator da ETE Laranjal

(SANEP).

A figura 11.5 apresenta a vista superior de um dos quatro UASB projetados para a ETE

Anglo, com os quatro repartidores de vazão. A figura 11.6 apresenta um dos repartidores.

Figura 11.5: vista superior de UASB da ETE Anglo, com quatro distribuidores.


132

Figura 11.6: detalhe de um dos distribuidores de um dos quatro UASB da ETE Anglo.

As figuras 11.7 e 11.8 representam as tubulações que repartirão a vazão proveniente do pré-

tratamento entre os quatro reatores, dois dos quais serão implantados em uma primeira etapa

de obras. A vazão destas tubulações é aduzida até a parte superior central de cada reator

(Figura 11.4), ponto em que há uma estrutura repartidora da vazão em dezenas de vazões

iguais. Esta estrutura visa equalizar as diversas correntes que serão direcionadas do fundo de

cada reator.

A figura 11.9 apresenta o gabarito de espaçamento dos tubos ligados a um dos quatro

distribuidores de vazão do UASB da ETE Anglo.


133

Figura 11.7: Dutos de tubo PEAD, fixados ao repartidor de vazão, que repartem o afluente a

cada UASB em trinta parcelas iguais. Podem ser apreciadas as campânulas de captação de

gases.

Figura 11.8: Dutos de repartição do afluente ao UASB, fixados próximo ao fundo, segundo

gabarito de espaçamento.


134

Figura 11.9: Gabarito de espaçamento dos tubos ligados a um dos quatro distribuidores de

vazão do UASB da ETE Anglo. Fonte: Projeto executivo ETE Laranjal, IPH.

Para o sistema de distribuição do esgoto afluente aos reatores UASB adotar-se-á uma relação

de 3,2 m2de área de reator para cada tubo distribuidor de esgoto (pela norma vigente, o limite

é de 3,0 m2). Assim, em cada reator, ter-se-á o seguinte número de tubos distribuidores (Nd):

reatorpororesdistribuiddistm

mN d 120

/2,3

3802

2

=

Adotar-se-ão quatro vertedores circulares reguláveis de fibra de vidro, com 1,5m de diâmetro

em cada reator UASB. A cada vertedor corresponderão 30 tubos de PEAD DN 75, PN4, com

espessura de parede (e) igual a 2,9mm, que distribuirão o fluxo junto ao fundo dos reatores. O

diâmetro interno deste tubo é de 69,2mm.

Especial atenção deverá ser dispensada ao lançamento dos tubos PEAD 75mm, que ligam o

alimentador ao fundo do reator. No referido trajeto, além das fixações dos extremos de cada

tubo, no vertedor e no fundo do reator, far-se-ão necessários outros pontos de fixação

intermediários para que os sinuosos trajetos possam ser superados. Deverão ser evitadas

tensões sobre a cúpula da lona da câmara de captação de gases, bem como evitar raios de

curvatura excessivos, que gerariam estrangulamentos na seção transversal dos tubos.


135

Em início de plano, com apenas dois reatores UASB, as vazões e velocidades em cada tubo

distribuidor serão as seguintes, para 120 tubos distribuidores por reator, com quatro

alimentadores por reator:

Tabela 11.2: Velocidades nos tubos distribuidores em início de plano (2005).

Início de plano (ano 2.005) Vazão por tubo (L/s) Velocidade por tubo (m/s)

Vazão mínima = 0,064 m3/s 0,267 0,07

Vazão média = 0,104 m3/s 0,433 0,11

Vazão máxima = 0,167 m3/s 0,696 0,18

Em fim de plano, com quatro reatores UASB, as vazões e velocidades em cada tubo

distribuidor serão, para 120 tubos distribuidores por reator, com quatro alimentadores por

reator:

Tabela 11.3: Velocidades nos tubos distribuidores em fim de plano (2034).

Fim de plano (ano 2.034) Vazão por tubo (L/s) Velocidade por tubo (m/s)

Vazão mínima = 0,077 m3/s 0,160 0,04

Vazão média = 0,130 m3/s 0,271 0,07

Vazão máxima = 0,215 m3/s 0,448 0,12

As velocidades representadas nas tabelas 11.2 e 11.3 se mantém sempre abaixo de 0,2 m/s,

garantindo-se que não ocorrerá carreamento de oxigênio para os reatores UASB.

11.4. ESTIMATIVA DA EFICÁCIA DO REATOR UASB

As eficiências adotadas de remoção de DBO, DQO e sólidos suspensos nos reatores UASB

foram às mesmas declaradas no Plano Diretor de Esgotos Sanitários - PDES (2.003):

- DBO5: 68%

- DQO: 60%

- SS: 70%

Assim, as concentrações estimadas no efluente do UASB, com base nas conhecidas DBO5 e

DQO do esgoto bruto que passou nas grades, desarenador e calha Parshall, serão:

DBO5 no efluente = 310 mg/L x (1 – 0,68) = 99 mg/L

DQO no efluente = 620 mg/L x (1 – 0,60) = 248 mg/L

A concentração de SS no afluente aos reatores UASB é 328 mg/L. A concentração estimada

de SS, no efluente dos mesmos, será:

SS no efluente = 327 mg/L (1 – 0,70) = 98 mg/L

11.5. DIMENSIONAIS DA CÂMARA DE DECANTAÇÃO DOS UASB


136

A câmara de decantação dos reatores UASB será dimensionada para a vazão média de

projeto. A ABNT 12209:2011 solicita um tempo de detenção hidráulica igual ou superior a

1,5 horas no compartimento de decantação para a vazão média.

Adotar-se-á um tempo de 1,8 horas de detenção na câmara de decantação para as condições

de início de plano (apenas dois reatores), explicitando-se qual será o tempo de detenção para

fim de plano, quando o tempo será maior.

Volume decantação 2005 = 0,104 m3/s •3.600 s/h •1,8h = 674 m3

Para fim de plano o tempo de detenção na câmara de decantação será:

TDH2034 = (674 m3)/(0,5•0,130m3/s •3.600s/h) = 2,88 h

A ABNT 12209:2011 solicita um tempo de detenção hidráulica igual ou superior a 1,5h no

compartimento de decantação para a vazão média, e superior à uma hora para a vazão

máxima.

Adotar-se-á 10 câmaras de captação de gases em cada reator, com as dimensões a seguir

especificadas:

- largura das câmaras = 1,50 m

- comprimento das câmaras = 20 m

- altura das câmaras = 0,875m

- lâmina d´água acima da cumeeira das câmaras de captação de gases = 0,35m

As 10 câmaras totalizarão a dimensão de 19 metros, que é o comprimento do reator UASB em

planta.

O volume real da câmara de decantação será:

V =20m•(0,35m•38m) + 20m•[(1,9m• 0,875m) – (0,75 • 0,875)•19 + (0,875)•(0,95)•(2)]

V = 266 m3 + 415m3 = 681 m3, ligeiramente acima dos 674 m3 propostos.

11.6. TAXAS DE APLICAÇÃO SUPERFICIAL NA CÂMARA DE DECANTAÇÃO

Tomando por base as vazões médias afluentes aos reatores, explicita-se a seguir as taxas de

aplicação superficial a cumprirem-se na câmara de decantação.

Tx média 2005 = 0,104 m3/s • 3.600 s/h / 760 m2 = 0,49 m/h (inf. a 1,5 m/h, OK)

Tx máxima 2005 = 0,167 m3/s • 3.600 s/h / 760 m2 = 0,83 m/h (OK, inf. a 1,2 m/h)

Tx média 2034 = 0,130 m3/s • 3.600 s/h / 2•760 m2 = 0,31 m/h (inferior a 1,5 m/h, OK)

Tx máxima 2034 = 0,215 m3/s • 3.600 s/h / 2•760 m2 = 0,51 m/h (OK, inf. a 1,2 m/h)


137

▪ Tempos de detenção hidráulica (TDH) na câmara de decantação

Para as vazões médias afluentes aos reatores, explicita-se a seguir os tempos de detenção

hidráulica a cumprirem-se na câmara de decantação.

TDH p/ vazão média 2005 = 681 m3 / 0,104 m3/s = 1,82 h (Maior 1,5; OK)

TDH p/ vazão máxima 2005 = 681 m3 / 0,167 m3/s= 1,13 h (deveria ser menor que 1,2!)

TDH p/ vazão média 2034 = 2•681 m3 / 0,130 m3/s = 2,91 h (Maior 1,5:OK)

TDH p/ vazão máxima 2034 =2•681 m3 / 0,215 m3/s =1,76 h (Maior 1,2; OK)

▪ Aberturas para a câmara de decantação

Em cada reator UASB tem-se a seguinte área total (A), para as aberturas de ingresso à câmara

de decantação:

A = 10 câmaras de coleta de gases • 2 entradas/câmara • 0,32m•20m/entrada = 128 m2

Assim, a velocidade de fluxo através das aberturas de ingresso na câmara de decantação será,

para as condições de vazão média e máxima de início de plano (2 UASB) e fim de plano (4

UASB):

Vmédia 2005 = (0,104 m3/s • 3600 s/h) / (2x128 m2) = 1,46 m/h

Vmáxima 2005 = (0,167 m3/s • 3600 s/h) / (2x128 m2) = 2,35 m/h

Vmédia 2034 = (0,130 m3/s • 3600 s/h)/ (2x128 m2) = 1,83 m/h

Vmáxima 2034 = (0,215 m3/s • 3600 s/h) / (2x128 m2) = 3,02 m/h

11.7. DIMENSIONAMENTO DAS CANALETAS DE VERTEDORES DOS UASB

Cada reator UASB tem 4 linhas de canaletas de vertedores do efluente, cada linha com duas

canaletas que deságuam em calha de concreto armado engastada às paredes de menor

dimensão do reator, que tem 19 metros de comprimento. Cada uma das 8 canaletas de cada

reator escoará 10,4373 L/s (626,25 L/min), a considerar a situação de vazão máxima de início

de plano (167L/s), com dois reatores implantados.

Os dimensionais das canaletas serão ditados por dimensões que visem facilitar a sua

execução, adotando-se para tanto uma largura interna de 0,25m e uma altura de 0,25m,

incluindo nesta última dimensão os entalhes dos vertedores triangulares. Para facilidade

construtiva, devido à pequena vazão, as 8 canaletas terão declividade nula, e comprimento de

9,45m. As duas canaletas de cabeceiras adjacentes são independentes, para que o nivelamento

seja facilitado. O septo destina-se a garantir que haverá vazões iguais dirigidas às calhas de

concreto armado nas duas laterais dos UASB.

A tabela abaixo apresenta as vazões afluentes a cada reator UASB, considerando que em

início de plano ter-se-ão duas unidades, e quatro em fim de plano.


138

Tabela 11.4: Vazões afluentes a cada reator UASB.

Vazão (L/s)

Média Máxima

Início de plano 52,00 83,50

Fim de plano 32,50 53,85

O número de vertedores nas canaletas será dado pela expressão:

N=P/d

Onde: N = número de vertedores por UASB

P = comprimento total de bordos de canaletas

d = dimensão entre eixos de dois vertedores adjacentes

Para d = 0,20m, ter-se-á o seguinte número de vertedores triangulares de 90o de abertura, nas

canaletas de cada UASB:

N = 2 x 4 x 18,90m / 0,20m = 1512, mas adotar-se-á 1504 que é múltiplo de dezesseis

(número de laterais de canaletas).

A vazão em cada um dos 1.504 vertedores será:

Tabela 11.5: Vazão por vertedor nas canaletas dos UASB e lâmina no vertedor.

Vazão (m3/s) Lâmina no vertedor (m)

Média Máxima Q med Q máx

Início de plano 6,915 x 10-5 11,104 x 10-5 0,0189 0,0229

Fim de plano 4,282 x 10-5 7,161 x 10-5 0,0156 0,0192

Para o comprimento efetivo de vertedor, que é a largura total das lâminas nos vertedores,

verificar-se-ão as seguintes taxas de escoamento para vazão média diária de 4.492,8 m3/dia

por reator em início de plano, e 2.808,0 m3/dia por reator em fim de plano:

Início de plano: (4.492,8 m3/dia) / (2 x 0,0189 m x 752) = 158,05 m3/m.dia.

Fim de Plano: (2.808,0 m3/dia) / (2 x 0,0189 m x 752) = 119,68 m3/m.dia.

11.8. DIMENSIONAMENTO DAS CALHAS DE SAÍDA DOS UASB

Cada reator UASB tem 4 linhas de canaletas de vertedores do efluente (canaletas azuis na

figura 11.10), cada linha com duas canaletas, que deságuam em calha de concreto armado

engastada à parede de menor comprimento do reator, que tem 19 metros. Estas calhas de

concreto armado convergem para pontos de saída do reator. Assim, cada calha de concreto

armado escoará, ao seu final, uma vazão igual a um 1/8 da vazão máxima afluente a cada

reator. A situação crítica ocorrerá para a situação de início de plano, com dois reatores

implantados recebendo uma vazão afluente máxima de 167 L/s. Assim cada um dos oito

trechos de calha escoará 20,875 L/s (1.252,5 L/min). Adotar-se-á 0,40 metros para a largura

interna deste elemento, dimensão que torna o trabalho de execução das mesmas perfeitamente

exequível. As calhas serão executadas com concreto estrutural, fundo horizontal, procedendo-


139

se a um enchimento de modo a que as calhas fiquem com uma declividade de fundo igual a

0,4%. No extremo inferior de cada tramo de calha adotar-se-á uma espessura de 1,5 cm para o

enchimento, o que leva a que na cabeceira da calha o enchimento tenha uma espessura de 5,5

cm (55mm).

Figura 11.10: Tubulações de PVC DN 40 que coletam o gás acumulado nas campânulas,

enviando-os para queima no flare. ETE do Laranjal, SANEP, Pelotas-RS.

11.9. CAMPÂNULAS DE GÁS

As campânulas para recolhimento do gás liberado pela digestão anaeróbia serão executadas

em lona de PVC reforçada com fibra de polyester (figura 11.7). Este material, adequado às

condições agressivas do meio, será fixado na posição prevista nas pranchas de detalhamento,

de modo a minimizar a utilização de estruturas de concreto armado internas ao reator, com

função de sustentação das campânulas de gás. Vigas e pilaretes de concreto armado,

costumeiramente adotados em obras do gênero, serão substituídos por tirantes de aço inox

encamisados por plástico, bem como por tirantes para as laterais da base e para o topo das

campânulas. O momento em que as lonas estarão mais vulneráveis a ruptura é durante o

processo de fixação ao interior dos reatores, e nos momentos seguintes, até a entrada em

operação do sistema.

As lonas devem atender as seguintes especificações técnicas, ou superá-las:

- Laminado de PVC 7005 – anti Wicking – 7x7 estrutura 1.100 dtex

- Tecido 100% poliéster de alta tenacidade

- Peso 700g+/-30g/m2

- Espessura: 0,50mm

- Resistência a tração 225kgf/5cm

- Resistência ao rasgo 64kgf/5cm

- Acabamento em solda eletrônica


140

- Tiras triplas do mesmo material da lona, soldadas eletronicamente a cada 50 cm para

estiramento e fixação.

11.10. TUBOS COLETORES DE GÁS

O gás gerado nos reatores UASB será coletado pelas campânulas de gás e, através de

tubulações coletoras (tubos brancos de PVC, na figura 11.10), direcionado ao queimador de

gases ou flare, doravante denominado simplesmente de queimador. O material a ser adotado

para as tubulações de gás será o PVC Classe 20. A referida tubulação ficará aparente em seu

trajeto no interior dos reatores, devendo ser encamisada em tubo de aço de diâmetro comercial

imediatamente superior em trajeto externo enterrado, em 12.1seu desenvolvimento em direção

ao queimador. O encamisamento em aço será interrompido em pontos de inflexão, onde serão

executadas caixas de inspeção. Nos pontos em que os tubos de PVC classe 20

interseccionarem as paredes dos reatores acima da linha d’água, este cruzamento deverá

ocorrer pelo interior de tubo de PVC para esgoto classe 8, que será inserido nas formas antes

da concretagem da estrutura. A folga existente entre a parede externa do tubo de gás e o

encamisamento em PVC deverá ser preenchida com massa que assegure a estanqueidade.

A tubulação que conduz o gás para o queimador deve receber uma válvula de retenção, a ser

inserida próxima ao queimador.

11.11. PURGA E DESIDRATAÇÃO DO LODO DIGERIDO DOS UASB

As tubulações de purga de lodo, lançadas rente ao fundo dos reatores UASB, serão de ferro

fundido DN 200mm. As mesmas promoverão o direcionamento do lodo purgado em direção

aos leitos de secagem.

O excesso de lodo produzido nos reatores UASB, a ser encaminhado aos leitos de secagem

para redução de umidade, pode ser estimado como segue:

▪ SS = 16 g SS/habdia

▪ Carga de SS = 16 g SS/habdia x 60.947 hab x 10-3 kg/g = 975 kg/dia

▪ Volume = 0,32 L/habdia

▪ Volume de lodo por dia, início de plano = 0,32 L/habdia x 45.654 hab x 10-3 m3/L =

=15,6 m3/dia → (volumetria úmida)

▪ Volume de lodo por dia, fim de plano = 0,32 L/habdia x 60.947 hab x 1-3 m3/L =

=19,5 m3/dia → (volumetria úmida)

As purgas de lodo, que serão feitas periodicamente, terão início a partir do momento em que o

sistema estiver estabilizado, com acúmulo de lodo que já indique a necessidade de remoção.

Este momento será identificado pelo monitoramento do sistema de tratamento, ou mais

especificamente pela análise do lodo coletado nos amostradores dos reatores UASB.


141

11.12. QUEIMADORES DE GASES

Será instalado um único queimador para a queima do bio-gás gerado pelos quatro reatores

UASB previstos para a ETE implantada para atender a situação de fim de plano.

11.13. SISTEMA DE PÁRA-RAIOS

Os reatores UASB e o queimador de gases devem ser eficazmente protegidos contra descargas

elétricas. Para tanto devem ser implantados os pára-raios. O detalhamento dos mesmos é

objeto do projeto elétrico da ETE.


142

12. FILTRO BIOLÓGICO PERCOLADOR

12.1. DESCRIÇÃO DO PROCESSO

Filtro biológico é um sistema de tratamento bastante antigo, tendo sido introduzido na

Inglaterra no ano de 1893. A matéria orgânica percola por um meio poroso onde

microrganismos crescem aderidos. A medida que o líquido percola através das superfícies

sólidas, os microrganismos aderidos usam a matéria orgânica para o metabolismo e síntese

celular. O biofilme cresce em espessura até desprender-se da superfície. O material

desprendido é coletado em um decantador secundário.

A Figura 12.1 mostra um esquema de um filtro biológico. Constitui-se em um tanque,

geralmente cilíndrico, de altura H e diâmetro interno D, preenchido com um material inerte –

pedra ou plástico, no qual os microrganismos crescem. Efluente primário é distribuído sobre o

filtro através de aspersores localizados em braços giratórios. O líquido percola através dos

poros do filtro e é recolhido em um sistema de drenagem disposto no fundo do tanque.

Figura 12.1: Esquema de um filtro biológico.

O sistema é aeróbio, sendo o fluxo de ar suprido através de aberturas para ventilação e os

poros do meio suporte. A diferença de temperatura entre o interior do filtro e o meio externo

origina uma corrente natural de ar por convecção. Em algumas situações, é mais vantajoso

usar ventilação forçada para haver maior controle e confiabilidade no processo. Por exemplo,

é desejável que o fluxo de ar seja descendente uma vez que a maior demanda de oxigênio

ocorre próximo a superfície do filtro. Em condições naturais, entretanto, o fluxo será

ascendente quando a temperatura no interior do filtro for superior à temperatura externa ao

filtro.

Até a década de 1960, o meio suporte dos filtros era formado por pedras, com diâmetros entre

2,5 cm a 10 cm. O elevado peso específico das pedras limitava a altura do filtro ao máximo de

2,5 m. Plásticos foram desenvolvidos para uso como meio suporte em filtros, apresentando

algumas vantagens sobre pedras. Sendo menos denso, os filtros podem ser mais altos,

chegando a 12 m (biotorres). O material plástico apresenta também maior porosidade que a

pedra, permitindo o uso de maiores taxas de aplicação superficial. Os plásticos possuem,

Meio Suporte

Abertura para

ventilação Coletor da drenagem

Sistema de distribuição do esgoto

H

Abertura para

ventilação


143

ainda, maior área específica do que as pedras. Assim, é possível construir filtros com meio

suporte de plástico que apresentam maiores áreas superficiais por unidade de volume que

filtros de pedra. Entretanto, os filtros de pedra ainda encontram aplicação devido ao seu

menor custo.

A dinâmica do processo é altamente complexa, com variações não somente ao longo da

profundidade, mas também dentro do próprio biofilme aderido ao material suporte. Os

microrganismos localizados no fundo do filtro recebem uma carga orgânica que é inferior aos

organismos no topo do filtro. Também, os organismos localizados na camada mais externa do

biofilme entram em contato direto com o líquido que percola entre os poros do meio,

encontrando a sua disposição níveis elevados de matéria orgânica e de oxigênio dissolvido.

Ao contrário, àqueles organismos localizados na base do biofilme estão limitados tanto na

alimentação como na disponibilidade de oxigênio, entrando em respiração endógena. Esta

limitação, juntamente com a taxa de aplicação superficial, controla o desprendimento do

biofilme do meio. A Figura 12.2 apresenta uma representação esquemática de uma seção

transversal de um biofilme aderido a um meio em um filtro biológico.

12.2. PARÂMETROS DE PROJETO E OPERACIONAIS

O projeto de filtros biológicos é guiado principalmente pela experiência e por testes em escala

piloto e de laboratório. As Tabelas 12.1 e 12.2 apresentam um resumo das características de

filtros biológicos. FB de baixa taxa alcança remoção de DBO entre 80% – 90%, apenas um

pouco menor do que o processo de lodos ativados. Entretanto, a baixa taxa de aplicação de

DBO resulta em um volume cerca de 5 a 8 vezes maior do que o de um reator de lodos

ativados. Filtros de baixa taxa limitam-se a uma população em torno de 20.000 habitantes

(Tchobanoglous e Schroeder, 1985).

A figura 12.2 apresenta o biofilme fixado no meio suporte, o fluxo descensional de esgoto, e

as trocas entre o biofilme, a atmosfera e o esgoto.

Figura 12.2: Representação da seção transversal de um biofilme em filtro biológico.

Uma das falhas operacionais mais comuns em filtros de baixa taxa é a formação de poças. Isto

se deve ao crescimento rápido de biomassa que acaba entupindo os poros do meio. Este

problema limita a taxa de aplicação de DBO, uma vez que esta controla o crescimento de

Bio

film

e

Fluxo de

Esgoto

O2

CO2

Ar

Matéria orgânica

Produtos finais

Meio suporte


144

biomassa. Nos sistemas intermediários e de alta-taxa, o efluente tratado é recirculado para o

filtro. A maior taxa de aplicação superficial produz uma tensão de cisalhamento que força o

material desprendido a conduzir-se ao sistema de drenagem. Desta maneira, pode-se aumentar

a taxa de aplicação de DBO. A eficiência do processo, entretanto, é reduzida. O uso de

material plástico permite elevar ainda mais a taxa de aplicação de DBO sem o risco de

formação de poças. Isto se deve a maior porosidade do material plástico, o qual permite

também que mais oxigênio seja disponibilizado aos microrganismos. Isto possibilita a

formação de biofilmes mais espessos. A Figura 12.3 apresenta uma configuração típica de

um sistema de filtro biológico com recirculação.

Figura 12.3: Exemplos de configurações de filtros biológicos.

Recirculação

D. P. D. S. FB

D. P. FB 1 FB 2

D. S.

Recirculação


145

Tabela 12.1: Parâmetros de projeto e operacionais de filtros biológicos (Fonte: Nazaroff e Alvarez-Cohen, 2001).

Parâmetro Baixa Taxa Intermediária Alta Taxa Super-Alta Taxa Meio Pedra Pedra Pedra Plástico

Área superficial específica (m2/m3) 40 – 70 40 – 70 40 - 70 80 – 200

Porosidade (m3/m3) 0,40 – 0,60 0,40 – 0,60 0,40 – 0,60 0,90 – 0,97

Densidade do meioa (kg/m3) 800 – 1500 800 – 1500 800 - 1500 30 – 100

Taxa de aplicação hidráulica (m3/m2.dia) 0,5 – 3,0 3 – 10 8 - 40 10 – 70

Taxa de aplicação de DBO (kg/m3.dia) 0,1 – 0,4 0,2 – 0,5 0,5 – 1,0 0,5 – 1,5

Profundidade (m) 1,0 – 2,5 1,0– 2,5 1,0 – 2,5 3 – 12

Taxa de recirculação r 0 0 – 1 1 - 2 1 - 2

Eficiência de remoção de DBO5 (%) 80 – 90 50 – 70 65 - 85 65 - 80

Tabela 12.2: Classificação de filtros biológicos (Fonte: Metcalf & Eddy, 2003)

Característica Baixa Taxa Taxa Intermediária Alta Taxa Alta Taxa Grosseiro

Tipo de meio Pedra Pedra Pedra Plástico Pedra / plástico

Taxa de aplicação

hidráulica (m3/m2dia)

1 – 4 4 – 10 10 – 40 10 – 75 40 – 200

Taxa de aplicação orgânica

(kg DBO/ m3dia

0,07 – 0,22 0,24 – 0,48 0,4 – 2,4 0,6 – 3,2 > 1,5

Taxa de recirculação 0 0 – 1 1 – 2 1 – 2 0 – 2

Moscas de filtro Muitas Variado Poucas Poucas Poucas

Desprendimento de

biofilme

Intermitente Intermitente Contínua Contínua Contínua

Profundidade

(m)

1,8 – 2,4 1,8 – 2,4 1,8 – 2,4 3,0 – 12,2 0,9 – 6,0

Eficiência de remoção

DBO (%)

80 – 90 50 – 80 50 – 90 60 – 90 40 – 70

Qualidade efluente Bem nitrificado Alguma nitrificação Sem nitrificação Sem nitrificação Sem nitrificação


146

12.3. DESCRIÇÃO MATEMÁTICA DO PROCESSO

12.3.1 Meio Suporte de Plástico

A descrição matemática do processo foi desenvolvida para filtros biológicos com meio

suporte de plástico. Considera-se que a taxa de remoção de substrato no filtro segue uma

cinética de primeira ordem (Equação 12.1).

Skdt

dS−= ' (Eq. 12.1)

Sendo: S = concentração de DBO no tempo t,

k’ = constante da reação

A integração da Equação 1 resulta em:

=

=

=

=

−=tt

0t

eSS

SoS

dt'kS

dS→ t'k

S

Sln

o

e −= (Eq. 12.2)

t'k

o

e eS

S −= (Eq. 12.3)

Sendo: So = concentração de DBO afluente ao filtro.

O tempo de contato nominal no filtro depende da profundidade do filtro e da taxa da aplicação

superficial.

q

H

AQ

H

Q

HA

Q

Vt

ooo

==

== (Eq. 12.4)

Sendo: H = altura do meio suporte (L)

q = taxa de aplicação hidráulica (L3/L2T), sem incluir a recirculação.

Qo = vazão afluente ao filtro (L3/T)

A = área superficial (L2)

O fluxo através do filtro é tortuoso e depende da geometria do filtro e das características do

meio suporte. O tempo de contato real é calculado por uma forma modificada da Equação

12.4:

nn

o q

HC

)AQ(

HCt

=

= (Eq. 12.5)

Sendo: C = constante para o tipo de meio suporte usado (adimensional)

n = constante hidráulica para o meio suporte usado (adimensional)

Substituindo-se a Equação 12.5 na 12.3, tem-se:

−=

noo

e

)AQ(

HC'kexp

S

S (Eq. 12.6)

Fazendo-se k’C = k e q = Q/A, resulta:

−=

no

e

q

Hkexp

S

S (Eq. 12.7)


147

Sendo k = coeficiente de tratabilidade e meio suporte. As unidades de k dependem do valor de

n. Quando n for igual a 0,5 e a vazão for dada em L/s, as unidades de k serão (L/s)0,5/m2.

O valor de n é normalmente assumido como sendo 0,5. O valor de k é calculado em ensaios

de laboratório realizado com diversos valores de DBO de entrada e saída e assumindo-se n =

0,5. A constante k é calculada para a temperatura de 20°C, devendo ser corrigida para a

temperatura de operação através da Equação 12.8.

20T035,1)20(k)T(k −= (Eq. 12.8)

A Tabela 12.3 apresenta valores de k para diversos tipos de águas residuárias. Estes valores

foram calculados para filtros de plástico de altura de 6,10 m e concentrações de DBO

afluentes ao filtro de 150 mg/L. Os valores de k devem ser corrigidos para alturas e

concentrações de DBO diferentes de 6,10 m e 150 mg/L, respectivamente, através da Eq.12.9.

5,0

2

1

5,0

2

112

S

S

H

Hkk

= (Eq. 12.9)

Sendo:

k2 = valor corrigido de k para a prof. específica do meio filtrante e concentração de DBO;

k1 = valor de k à prof. de 6,10 m e concentração de DBO afluente ao filtro de 150 mg/L;

S1 = 150 mg DBO/L;

S2 = concentração de DBO de operação (mg/L);

H1 = profundidade de 6,1 m;

H2 = profundidade real do meio filtrante (m).

Tabela 12.3: Valores de k para diferentes águas residuárias

(Fonte: Metcalf & Eddy, 2003).

Tipo de água residuária k [(L/s)0,5/m2]

Doméstico 0,210

Frutas enlatadas 0,181

Celulose 0,108

Frigorífico 0,216

Farmacêutica 0,221

Processamento de batata 0,351

Refinaria 0,059

Açúcar 0,165

Laticínios 0,170

Têxtil 0,107

O número de rotações dos braços giratórios é dado pela Equação 12.10.

( )

hmin/60DRA

m/mm10qr1n

3

+= (Eq. 12.10)

Sendo: q = taxa de aplicação hidráulica do afluente, m3/m2h;

r = taxa de reciclo (mínimo de 0,5 L/s.m2);

A = número de braços distribuidores;

DR = taxa de dosagem, mm de liquido por passagem do braço distribuidor


148

A dose operacional, ou taxa de aplicação da água residual no filtro é função da carga orgânica

volumétrica (kg DBO/m3d), como se apresenta na Tabela 12.4.

Tabela 12.4: Taxa de dosagem em função da carga orgânica.

Carga orgânica

(kg/m3d)

Dose de operação

(mm/passagem)

Dose de limpeza

(mm/passagem)

0,25 10 – 30 200

0,50 15 – 45 200

1,00 30 – 90 300

2,00 40 – 120 400

3,00 60 – 180 600

4,00 80 – 240 800

Observação: Efeito da recirculação na qualidade do efluente do filtro biológico com meio

suporte de plástico

Considere um filtro (Figura 12.4) com taxa de recirculação r, vazão do efluente primário Q0,

e concentrações de DBO nos efluentes primário e do FB iguais a S0 e Se, respectivamente.

Quais serão a vazão Qi e concentração de DBO Si afluentes ao filtro?

Figura 12.4: Esquema de FB com recirculação.

O balanço de massa para carga de DBO afluente ao filtro é representado pela Equação

(12.11).

irer SQQSQSQ +=+ )( 000 (Eq. 12.11)

r

eri

QQ

SQSQS

+

+=

0

00 (Eq. 12.12)

Dividindo-se todos os fatores da Equação 12.12 por Q0,

00

000

00 1)(

Q

Q

Q

QQ

SQ

Q

SQS

r

eri

+

+= (Eq. 12.13)

r

SrSS e

i+

+=

1

0 (Eq. 12.14)

)1(0000 rQQrQQQQ ri +=+=+=

)1(0 rQQi += (Eq. 12.15)

FB

r, Qr, Se

Q0, S0

Qi, Si

Q0, Se


149

Pode-se demonstrar que a relação Se/Si é maior do que Se/So, isto é, a eficiência do processo

diminui com a recirculação:

→

→→

no

ni

n

o

n

i0i0i

)AQ(

1Hk

)AQ(

1Hk

A

Q

A

Q

A

Q

A

QQQ

−

−→

−

−→

nn

i

nn

i AQ

Hk

AQ

Hk

AQ

Hk

AQ

Hk

)(exp

)(exp

)()( 00

→

0S

S

S

S e

i

e . Como 000 )()(, = rerei SSSS

12.3.2. Meio Suporte de Pedra

Para filtros biológicos com meio suporte de pedra, utilizam-se os resultados de um estudo

realizado por National Research Council, USA, em 34 plantas tratando esgotos domésticos

em filtros biológicos. As Equações 12.16 e 12.17 relacionam eficiência de filtro biológico

com carga de DBO aplicada, volume do meio suporte e taxa de recirculação.

▪ Filtro único ou 1º estágio:

FV

WE

+

=1

1

4432,01

100 (Eq. 12.16)

▪ Segundo filtro em série ou 2º estágio:

FV

W

E

E

−+

=2

1

2

1

4432,01

100 (Eq. 12.17)

Sendo:

E1, E2 = eficiência percentual dos FB 1 e 2 (na Eq.12.17, E1 é dado como fração, não

como %);

V1, V2 = volumes do meio suporte dos FB 1 e 2 [m3];

F = fator de recirculação (adimensional);

W1, W2 = carga orgânica aplicada aos FB 1 e 2 (não entra a recirculação),

(kg DBO/dia)

2

101

1

+

+=

r

rF (Eq. 12.18)

Sendo r = taxa de recirculação; o fator F representa o número de vezes que a matéria orgânica

passa pelo filtro biológico.

Ao contrário do filtro com meio suporte de plástico, a recirculação melhora a qualidade do

efluente em filtros de pedra. Isto pode ser observado pela Equação 12.18. Contudo, o termo

r/10 indica que os benefícios da recirculação decrescem à medida que aumenta o número de

passagens da matéria orgânica pelo filtro.

A Equação 12.17 aplica-se para o caso de existir um segundo filtro em sequência ao filtro 1.


150

12.3.3. Nitrificação

A nitrificação ocorre em filtros biológicos somente para baixas cargas de aplicação orgânica.

Por exemplo, de acordo com U.S. EPA (U.S. 1995 apud Metcalf & Eddy, 2003), para que

ocorra 90% de nitrificação, a carga orgânica deve ser menor que 0,08 kg DBO/m3.dia, o que

se enquadraria no limite inferior dos filtros de baixa taxa. Para uma carga de 0,22 DBO/m3.dia

(limite superior de filtros de baixa carga), a remoção de amônia por nitrificação atingiria 50%.

Uma alternativa para a nitrificação em filtros biológicos é a implantação de um filtro após a

remoção da matéria orgânica carbonácea, para valores de DBO menores que 10 mg/L. Neste

caso, as bactérias autotróficas poderiam se desenvolver no biofilme e realizar a nitrificação.

12.4. ESTUDO DE CASO - FILTROS BIOLÓGICOS DA ETE ANGLO

Os filtros biológicos podem ser inseridos em uma linha de tratamento de esgotos, segundo

diversas alternativas, como por exemplo:

- Desarenação; decantação primária, filtro biológico, banhados construídos;

- Desarenação, decantação primária, reator UASB, filtro biológico, banhados construídos.

Neste estudo de caso, o efluente dos reatores UASB considerados no Capítulo 11 (Esgotos

Tratam. Anaeróbio UASB), será encaminhado para tratamento secundário em filtros

biológicos. Abaixo, a tabela que foi trazida do Capítulo 11, referente às vazões afluentes à

ETE, que serão as vazões afluentes também aos filtros biológicos.

Tabela 12.1: Vazões de esgotos de início e final de plano – ETE Anglo Etapa Vazão (L/s)


Início 64 104 167

Fim 77 130 215

Aprecie o lay-out da ETE Anglo, tal como foi proposto à Contratante.

Cabe destacar que para o conjunto formado por reatores UASB seguido de filtros aeróbios é

reconhecido por todos os autores como um tratamento secundário. Vale ressaltar que alguns

autores classificam as lagoas anaeróbias ou reatores anaeróbios (UASB), quando isolados,

como tratamento secundário.

Que fique claro para você: o dimensionamento que será apresentado neste item 12.4,

apresentando passo a passo o roteiro de cálculo vinculado à NBR-12.209/2011, está

admitindo para o caudal de entrada ao filtro biológico, a vazão efluente dos reatores UASB,

que foram abordados no Capítulo 10.

A ETE ANGLO terá duas unidades de filtros biológicos de alta taxa em paralelo, sendo cada

uma dimensionada para atendimento de metade da vazão média afluente total de fim de plano

(130 L/s). Proceder-se-á a verificação do rendimento início de plano, com vazão média

afluente total de (104 L/s) direcionada a apenas um filtro, posto que em uma primeira etapa

implantar-se-á o desarenador, dois reatores UASB, um filtro, um decantador secundário. No


151

tocante à verificação do perfil hidráulico, adotar-se-á a vazão máxima de início de plano (167

L/s), quando apenas um filtro estará implantado.

O afluente será aplicado à superfície do leito dos filtros biológicos mediante emprego de

quatro braços distribuidores, montados na tradicional forma em cruz, apoiados em coluna

central de concreto armado (Figura 12.5). A continuidade do movimento dos braços

distribuidores poderia ser garantida por simples pressão hidrostática, bastando adotar um

desnível de pelo menos 1,00 metro a mais em relação ao desnível efetivamente adotado.

Optou-se por adotar motor central para promover uma distribuição uniforme do afluente aos

filtros. Assim, garante-se uma maior flexibilidade operacional, podendo-se otimizar o

rendimento da unidade com relação a remoção de matéria orgânica, bem como um controle

mais efetivo de vetores como a psychoda. A adoção do motor para o filtro, além de reduzir a

altura manométrica do sistema elevatório da EBE Tamandaré em pelo menos 1,00 m, evita

proliferação excessiva de vetores em momentos de vazões baixas afluentes à ETE.

O efluente do UASB será encaminhado para tratamento secundário no filtro biológico. Para o

dimensionamento dos filtros foi adotada uma carga orgânica de 0,9 kg DBO/m3.dia.

A figura 12.6 apresenta o filtro biológico da ETE do balneário Laranjal, do SANEP, em

Pelotas-RS. O mesmo tem apenas uma linha de braços distribuidores, diferentemente do que

está sendo considerado neste capítulo, que terá dois braços distribuidores em cruz.

Figura 12.5: tipo de braços distribuidores a adotar para os filtros biológicos.

Fonte: Internet, www.dbsmfg.com (há fornecedores nacionais para o equipamento)

http://www.dbsmfg.com/


152

Figura 12.6: filtro biológico da ETE Laranjal, do SANEP, em Pelotas-RS.

Os períodos de inundação dos filtros devem ser programados para que o processo de

esvaziamento dos mesmos seja feito em momentos de vazões circulantes baixas, de forma

controlada. Assim, a vazão efluente destas unidades, direcionada ao decantador secundário,

não superará as vazões máximas consideradas no dimensionamento do decantador. Caso isto

viesse a se verificar, o decantador teria seu rendimento sensivelmente prejudicado.

▪ Dimensionais dos filtros

O volume total dos filtros biológicos será, para a vazão média afluente à ETE para fim de

plano, segundo o item 6.5.1.1 da ABNT NBR 12209:2011 (a versão da norma do ano 1992

adotava o mesmo critério):

36

3236.110

400.86

9,0

99130m

mg

kg

dia

s

diamkg

LmgsLV =

= −

A área superficial total de filtração será, para uma altura útil de 2,00 metros (para leito de

pedras, a altura limite é de 3,0 metros, pela ABNT NBR 12209:2011).

2

3

6180,2

236.1m

m

m

H

VA ===

Serão adotados dois filtros biológicos, cada um com 309 m2 de área. O diâmetro de cada filtro

biológico será:

mmmA

D 208,1930944

2

→=

=

=

Assim, cada filtro terá diâmetro de 20 m, área superficial de 314 m2 e volume de 628 m3.

▪ Verificação da taxa de aplicação superficial

A taxa de aplicação superficial nos filtros de pedra deveria situar-se entre 10 e 60 m3/m2.dia

em base a vazão média, admitindo-se até 60 m3/m2.dia para a vazão máxima, pela norma do


153

ano 1992. Atualmente, pela ABNT NBR 12209:2011 (item 6.5.1.6.b), a taxa superficial não

deve exceder a 50 m3/m2.dia, incluindo-se a vazão de recirculação. Este critério é satisfeito,

como a seguir é verificado para a vazão média de início de plano, com apenas um filtro, e

para a vazão média de fim de plano, quando duas unidades já estarão implantadas.

Verificação da taxa de aplicação hidráulica com os quatro ramos dos braços hidráulicos

operando, e considerando um FB em 2005 e dois FB em 2034:

diam

m

dia

s

L

m

m

sL

A

QS

=== −

2

333

220056,28400.8610

314

104

diam

m

dia

s

L

m

m

sL

A

QS

=== −

2

333

22034 2,18400.8610618

130

As taxas de aplicação hidráulica acima verificadas situam-se abaixo do valor máximo

admissível, que é de 50 m3/m2.dia.

Para a situação operacional normal, ou seja, quando o filtro não estiver com o meio saturado

de água por fechamento do stop-log do canal de saída, a velocidade de giro do braço do filtro

deve ser proporcional ao fluxo momentâneo que estiver ocorrendo. Isto será assegurado por

motor de acionamento do braço do filtro, controlado por inversor de frequência, o que será

contemplado no projeto elétrico e no projeto mecânico. Cabe destacar que o último é

elaborado pelo fabricante do equipamento.

Pode-se afirmar que, por vezes, problemas operacionais nos filtros biológicos exigirão

providências dos responsáveis pela operação da ETE. Um destes problemas será o excessivo

crescimento do filme biológico no leito do filtro. O ideal será atuar de forma não apenas

corretiva, mas também preventiva, posto que este fenômeno pode causar entupimentos em

setores do filtro, levando a acumulação de água nos vazios da brita, e consequentemente

favorecendo a proliferação de vetores.

Uma providência contra o excessivo crescimento do biofilme é promover um aumento da

carga hidráulica no filtro como um todo, ou seja, fazer com que a vazão nos furos dos braços

distribuidores seja incrementada através de recirculação. No caso específico da ETE ANGLO

a recirculação não será adotada, devido ao terreno plano, que limita o desnível entre as

unidades de tratamento, a fim de que o desarenador não fique demasiadamente elevado.

Assim, promover-se-á um aumento de carga hidráulica por setores dos filtros biológicos. A

forma de fazê-lo será, em momentos de vazão mais elevada, fazer com que a velocidade

angular do braço distribuidor não seja estabelecida pelo inversor de frequência, mas passe a

ser uma velocidade tão baixa quanto desejável. Este procedimento descarregará uma maior

vazão na zona do filtro que estiver sendo aspergida a cada instante. Esta velocidade angular

baixa deve ser mantida durante vários giros completos do braço distribuidor, de forma que o

filtro vá recebendo a sobrecarga hidráulica gerada, ainda que esta não seja uniforme. Esta

providência deve arrastar biofilme diminuindo a colmatação.

Cabe destacar que a baixa velocidade angular do braço não deve ser adotada somente em caso

de colmatação já manifestada, mas sim em caráter preventivo. Se um filtro se encontra

excessivamente colmatado, a água aspergida poderá contornar a uma zona já praticamente


154

sem circulação de líquido, promovendo apenas a remoção de biofilme em locais do leito que

ainda não apresentam colmatação, ou seja, o escoamento dar-se-ia através de indesejáveis

caminhos preferenciais, em torno de zonas já totalmente colmatadas.

O projeto executivo do equipamento mecânico dos filtros será, como de praxe, elaborado pela

empresa fornecedora do equipamento que vier a ser contratada. O referido projeto executivo

deverá ser submetido à apreciação e aprovação da CONTRATANTE.

▪ Verificação da carga orgânica volumétrica

A carga de DBO aplicada ao único filtro biológico implantado na primeira etapa será:

dia

DBOkg

dia

s

mg

kg

L

mg

s

LSQW 56

02005 890400.861099104. === −

A carga de DBO aplicada a cada um dos dois filtros biológicos implantados em fim de plano

será:

dia

DBOkg

dia

s

mg

kg

L

mg

s

LSQW 56

02005 556400.8610992

130. === −

Gonçalves et al. (2001) citam que filtros biológicos, implantados à jusante de reatores UASB,

normalmente não necessitam de recirculação. Apresentam como exemplo a ETE Caçadores

construída pela Companhia de Saneamento do Paraná – SANEPAR. Esta ETE, com

capacidade para 140 L/s, possui reator anaeróbio seguido de filtro biológico operando sem

recirculação. A DBO no efluente final da ETE situa-se normalmente abaixo de 30 mg/L.

Desta forma, prevê-se que os filtros biológicos da ETE ANGLO operarão sem recirculação.

Se durante a operação do filtro, observar-se crescimento excessivo de biomassa a ponto de

entupir os vazios do meio suporte, haverá a possibilidade de promover recirculação através de

uma bomba a ser implantada na caixa coletora de clarificado do decantador secundário.

Adotar-se-á apenas uma bomba para recirculação de efluente final para o filtro, dispensando

unidade reserva. Isto porque, uma eventual pane neste equipamento não compromete o

sistema de tratamento, que poderá operar sem recirculação até que a bomba seja consertada.

A carga orgânica volumétrica (COV) nos filtros deverá apresentar-se entre 0,5 e 1,0 kg

DBO5/m3 (Gonçalves et al., 2001). Mas a ABNT NBR 12209:2011, no item 6.5.1.6.b refere

que nos FB de alta taxa a mesma não deve exceder a 1,2 kg DBO5/ m3.dia.

COV2005 = 890 kg DBO/dia / 628 m3 = 1,42 kg DBO5/ m3.dia

COV2034 = 556 kg DBO/dia / 628 m3 = 0,88 kg DBO5/ m3.dia

Observa-se que a COV é satisfeita para as condições de fim de plano (ano 2034), sendo

excedida para as condições de início de plano (ano 2005).

O monitoramento da ETE ANGLO, uma vez implantada, fornecerá dados de DBO afluente

reais, podendo a própria CONTRATANTE verificar se a COV estará ou não sendo excedida.

Se isto ocorrer, será recomendável que a implantação da segunda linha de tratamento seja

estabelecida como prioridade, dentro do plano de implantação de estações de tratamento de

esgotos.


155

▪ Eficiência dos filtros

A eficiência da filtração biológica é calculada de acordo com a Equação 12.19 (Jordão e

Pessoa, 1995).

FV

WE

+

=

4432,01

100 (Eq. 12.19)

Sendo:

E = eficiência (%);

w = carga orgânica aplicada (kg/dia);

V = volume do meio suporte (m3);

F = fator de recirculação (Equação 12.20)

2)

101(

1

r

rF

+

+= (Eq. 12.20)

Aplicando-se a Equação 12.19 para as condições de início e fim de plano, tem-se:

F = 1 (sem recirculação)

%65

0,1628

8904432,01

100

3

2005 =

+

=

m

diakgE laçãosemrecircu

%70

0,1628

5564432,01

100

3

2034 =

+

=

m

diakgE laçãosemrecircu

De acordo com a Equação 12.19, a recirculação resulta em um aumento da eficiência do

processo uma vez que o valor de F fica maior.

As cargas de DBO removidas diariamente, em início e fim de plano, serão:

Carga DBO5rem início de plano = 0,65 x 890 kg DBO5/dia = 578,5 kg DBO5rem/dia

Carga DBO5rem fim de plano = 0,70 x 1.112 kg DBO5/dia = 778,4 kg DBO5rem/dia

Para as condições de início e fim de plano, a DBO5 efluente do filtro biológico seguido de

decantador secundário será:

DBO Efluente filtro 2005 = 99 x (1 – 0,65) = 35 mg/L (= 35 mg DBO5/L, padrão FEPAM) (OK)

DBO Efluente filtro 2034 = 99 x (1 – 0,70) = 30 mg/L (< 35 mgDBO5/L, padrão FEPAM) (OK)

A eficiência global do sistema reator UASB seguido de filtro biológico e decantador

secundário, com relação à DBO5, será:

%89100310

353102005 =

−=Eficiência

%90100310

303102034 =

−=Eficiência


156

Para o leito do filtro adotar-se-á brita 4. Após o descenso pela brita, o efluente escoará por

sistema de drenagem de fundo que direciona o percolado a um canal de saída, a partir do qual

o efluente vai para o decantador secundário.

▪ Produção de lodo

A produção de lodo nos dois filtros biológicos é estimada através da Equação 12.21.

Plodo = YDBOrem (Eq. 12.21)

Sendo:

Plodo = produção diária estimada de lodo (kg SST/dia);

Y = coeficiente de produção celular (kg SST/kg DBO removida);

DBOrem = carga diária de DBO removida (kg/dia);

SST = sólidos suspensos totais

Adotando-se o valor do coeficiente de produção celular sugerido por Gonçalves et al., (2001),

0,75 mg SST/mg DBO removida, a produção diária de SST nos dois filtros, para a situação de

fim de plano, será:

Plodo = 0,75 mg SST/mg DBOrem x (0,70778,4 kg DBOrem/dia) = 409 kg SST/dia

Sendo 0,70 a fração da carga de DBO que é removida por dia.

Se a fração de sólidos suspensos voláteis para sólidos suspensos totais for 0,75, a produção

diária de sólidos voláteis será 0,75 x 409 = 307 kg SSV/dia.

A vazão de lodos (ou volume diário de lodos), a ser direcionado por recalque aos reatores

UASB é calculado pela Equação 12.22.

SL

lodoL

f

PV

=

(Eq. 12.22)

Sendo:

VL = volume diário de lodo (m3/dia);

L = densidade do lodo (kg/m3);

fS= fração de sólidos suspensos totais no lodo (adimensional)

Conforme estimativa anterior, a produção de lodo total estimada nos dois filtros biológicos é

de 778,4 kg/dia. Admitindo-se que a densidade e o teor de sólidos do lodo do decantador

secundário sejam, respectivamente, 1.020 kg/m3 e 1%, o volume diário de lodo por reator

deverá ser:

dia

m

mkg

diakgVL

3

33,76

01,01020

4,778=

= de lodo a purgar, no total dos 2 decantadores

A produção total de lodo para fim de plano será então de 76,3 m3/dia, a serem direcionados

para os reatores UASB.

▪ Verificação do canal de drenagem de fundo dos filtros


157

O efluente clarificado será coletado em um canal retangular operando em condições de

descarga livre. A largura adotada será a mínima recomendada por Crespo (2004), 0,40 m. A

declividade no canal será de 0,2%. Neste caso, as incógnitas a conhecer serão: (a) altura ho,

que corresponde a profundidade da lâmina de água no ponto mais alto do fundo do canal; (b)

altura hc, a altura crítica de escoamento no canal, que corresponde a profundidade do nível de

água no ponto mais baixo do fundo da canal. As respectivas equações são:

Profundidade crítica: 32

2

cbg

Qh

= (Eq. 12.23)

Profundidade no ponto mais alto: li3

2

3

lih)h(2h

2

c2

co −

−+= (Eq. 12.24)

(válida para descarga livre)

Sendo:

b = largura do canal central (m);

i = declividade do fundo do canal (m/m);

l = comprimento do canal (m);

Q = vazão de dimensionamento do canal, igual a metade da vazão afluente ao

decantador.

Para a ETE Anglo, a vazão de dimensionamento do canal será a vazão máxima de primeira

etapa, que escoará no único filtro implantado em início de plano:

Q = 0,167 L/s

A vazão de 0,167 m3/s corresponde a vazão máxima de início de plano. Para fim de plano, a

vazão máxima será 0,215 m3/s, mas haverá dois decantadores, cada qual recebendo 0,1075

m3/s.

O perímetro do canal de coleta, calculado em seu eixo, é:

)2/b2D('DP −== (Eq. 12.25)

Sendo:

b = largura do canal = 0,40 m;

D = diâmetro do decantador

O perímetro do decantador secundário será dividido em dois canais, cada um com extensão

igual ao perímetro dividido por dois.

m79,302

57,61

2

)2/m40,02m0,20(

2

Pl ==

−==

O comprimento do canal central de coleta é:

20 m - 2 (0,40m) = 19,20m

As profundidades hc e ho são calculadas substituindo-se os respectivos valores nas Equações

(12.23) e (12.24).

msm

smhc 1768,0

40,081,9

)167,0(3

22

23

=

= (lâmina na cabeceira do canal)


158

)min(2734,0

20,19002,03

2

3

20,19002,01768,0)1768,0(2

2

2

afimcanalLâm

mm

mmmmmmho

=

=−

−+=

Cotas:

▪ Cota do canal efluente, sem enchimento: 0,00 m (admitido por hora)

▪ Cota do ponto mais baixo do canal efluente, com enchimento: 0,01 m

▪ Altura do nível d’água no ponto mais baixo do canal efluente: 0,27 m

▪ Cota do nível d’água no ponto mais baixo do canal efluente: 0,01 m + 0,27 m = 0,28m

▪ Cota do ponto mais alto do canal efluente, com enchimento:

Cota = 0,01 m + 0,002 m/m 19,0 m = 0,05 m → 0,05 m

▪ Altura do nível d’água no ponto mais alto do canal efluente: 0,27 m

▪ Cota do nível d’água no ponto mais alto do canal efluente: 0,07 m + 0,27 m = 0,34=

0,30m

O canal efluente terá largura de 0,40 m, altura interna de 0,40 m e altura externa de 0,50 m.


JORDÃO, E.P.; PESSÔA, C.A. Tratamento de esgotos domésticos. 6ª ed. Rio de Janeiro:

ABES, 2011.

METCALF & EDDY. Wastewater engineering: treatment and reuse. 4th ed. Boston:

McGraw-Hill, 2003.


159

13. DECANTADOR SECUNDÁRIO DA ETE ANGLO

O efluente dos reatores UASB considerados no Cap. 11 (Esgotos Tratam. Anaeróbio UASB),

após passagem pelos filtros biológicos (Cap. 12), será encaminhado para os decantadores

secundários. Estas unidades destinam-se a reter o material que em situações normais de

operação se desprende do biofilme dos filtros. Em determinadas situações, o desprendimento

do biofilme pode ocorrer de forma acentuada. Periodicamente promovem-se purgas do lodo

do decantador secundário, direcionando o lodo purgado para a entrada do UASB, mais

especificamente na saída do desarenador.

Abaixo, a tabela que já foi considerada nos Capítulos 11 e 12, referente às vazões afluentes a

ETE.

Tabela 13.1: Vazões de esgotos de início e final de plano – ETE Anglo

Etapa Vazão (L/s)


Início 64 104 167

Fim 77 130 215

13.1. Dimensões

O decantador secundário do filtro biológico tem a função de produzir um efluente clarificado.

De acordo com Mecalf & Eddy (2003), a prática recomendada é projetar o decantador

utilizando os mesmos critérios adotados para dimensionamento de decantador para o processo

de lodos ativados no que se refere à taxa de aplicação hidráulica e profundidade. Sugere-se a

adoção de uma profundidade mínima de 3,5 m e que o diâmetro do decantador não exceda a

10 vezes sua profundidade.

Adotando-se a profundidade de 3,5 m, a taxa de aplicação hidráulica recomendada é 1,0 m/h

(24 m3/m2dia) para a vazão média e 2,0 m/h (48 m3/m2dia) para a vazão máxima. A área de

clarificação requerida é calculada de acordo com a equação 13.1:

A = Q / TAH (Eq. 13.1)

sendo:

A = área da seção transversal do decantador (m2);

Q = vazão (m3/h);

TAH = taxa de aplicação hidráulica (m3/m2dia)

As áreas requeridas, para as vazões média e máxima são:

▪ Vazão média: 2

23

33

m4,374diamm24

dias86400Lm10sL104A =

=

−

▪ Vazão máxima: 2

23

33

m6,300diamm48

dias86400Lm10sL167A =

=

−

O requerimento de área da vazão média é superior ao da máxima. O diâmetro do decantador

será:


160

m8,21m4,3744A4

D2

=

=

= → adotado 20,0 m

Ao final de plano estarão implantados dois decantadores secundários de 20 m de diâmetro e

altura de 3,5 m.

Verificação das taxas de aplicação hidráulica:

Início de plano:

▪ Vazão média: diam

m6,28

4/)m20(

dias86400Lm10sL104TAH

2

3

2

33

=

=

−

▪ Vazão máxima: diam

m

m

diasLmsLTAH

=

=

−

2

3

2

33

9,454/)20(

8640010167

Fim de plano:

▪ Vazão média: diam

m

m

diasLmsLTAH

=

=

−

2

3

2

33

9,174/)20(

8640010)2/130(

▪ Vazão máxima: diam

m

m

diasLmsLTAH

=

=

−

2

3

2

33

6,294/)20(

8640010)2/215(

As faixas recomendadas por Metcalf & Eddy (2003) são 16 – 28 m3/m2dia e 40 - 60

m3/m2dia, respectivamente, para vazões média e máxima. A norma brasileira NBR

12209/2011 recomenda taxa de até 36 m3/m2dia, para vazão média.

O efluente do decantador secundário será coletado em uma caixa ao fundo da qual haverá uma

canalização de 350 mm de diâmetro que conduzirá o efluente até o corpo receptor final. A

vazão de descarga em orifícios escoando livre e com carga hidráulica constante é dada pela

Equação 13.2.

hg2ScQ = (Eq. 13.2)

sendo;

Q = vazão (m3/s);

c = coeficiente de descarga;

S = área da seção transversal da canalização (m2);

g = aceleração da gravidade, 9,81 m/s2;

h = carga hidráulica, m.

A carga hidráulica necessária para escoar a vazão Q é dada pela Equação (13.3).

g2

1

Sc

Qh

2

= (Eq. 13.3)

m42,0sm81,92

1

4)m35,0(6,0

sm167,0h

2

2

2

3

=

=


161

O fundo do decantador terá um poço de lodo com base inferior de 0,60 m, altura de 0,90 m e

paredes com inclinação 1,5 na vertical para 1,0 na horizontal.

13.2. Vertedor

Em decantadores secundários de processos biológicos de lodos ativados e filtração biológica,

sugere-se a utilização de vertedores de placa dentada. Este tipo de vertedor permite uma

distribuição mais uniforme do efluente ao longo da periferia do decantador (Crespo, 2004). A

Figura 13.1 mostra detalhes do vertedor, com o dispositivo de regulagem de nível.

Figura 13.1: Vista frontal do vertedor periférico do decantador secundário desaguando no

canal circular de saída.

Fonte:

▪ Número de entalhes:

N = P / d (Eq. 13.4)

sendo:

N = número de entalhes;

P = perímetro do decantador;

d = distância entre eixos de entalhes consecutivos (Figura 13.2)

Figura 13.2: distância entre eixos de entalhes consecutivos.

P = D’ (Eq. 13.5)

H

d


162

Sendo D’ = D – 2•largura do canal – 2•espessura da parede do vertedor (Figura 13.3).

Figura 13.3: Dimensionais do decantador secundário, em corte esquemático.

Adotando-se largura = 0,40 m e espessura igual a 0,10 m, tem-se:

P = (20,0 m – 2•0,40 m – 2•0,10 m) = 59,69 m

Fazendo-se d = 15 cm,

N = 59,69 m / 0,15 m = 398 entalhes

▪ Vazão específica por entalhe (q)

q = Q / N

sendo Q = vazão no decantador secundário

Início de plano:

Vazão média: q = 104 L/s / 398 entalhes) = 0,2613 L/sentalhe

Vazão máxima: q = 167 L/s / 398 entalhes) = 0,4196 L/sentalhe

Fim de plano:

Vazão média: q = (130/2) L/s / 398 entalhes) = 0,1633 L/sentalhe

Vazão máxima: q = (215/2) L/s / 398 entalhes) = 0,2701 L/sentalhe

▪ Carga hidráulica do entalhe

A vazão em vertedor triangular é calculada de acordo com a Equação 13.6

q = 1,4H 2,5 (Eq. 13.6)

Substituindo-se o valor de q, em m3/s na Equação 14.6, obtêm-se os níveis de água “H” nos

entalhes.

5,21

4,1

qH

= (Eq. 13.7)

0,40 0,10

D

0,40

0,10

D’


163

Início de plano:

Vazão média: msm

H 032,04,1

102613,04,0

33

=

=

−

Vazão máxima: msm

H 039,04,1

104196,04,0

33

=

=

−

Fim de plano:

Vazão média: msm

H 027,04,1

101633,04,0

33

=

=

−

Vazão máxima: msm

H 032,04,1

102701,04,0

33

=

=

−

▪ Comprimento útil do vertedor triangular

Considerando-se um vertedor triangular com entalhes de 90, o comprimento do nível de água

em cada vertedor será de duas vezes a altura H.

l = comprimento útil de água no entalhe = 2 x H (Eq. 13.8)

Figura 13.4: um dos 398 vertedores retangulares do decantador secundário.

Início de plano:

Vazão média: l = 2 x 0,032 = 0,064 m

Vazão máxima: l = 2 x 0,039 = 0,078 m

Fim de plano:

Vazão média: l = 2 x 0,027 = 0,054 m

Vazão máxima: l = 2 x 0,032 = 0,064 m

O comprimento total útil “L” dos vertedores é calculado pela Equação 13.9.

L = N x l (Eq. 13.9)

Início de plano:

Vazão média: L = 398 entalhes x 0,064 m/entalhe = 26,11 m

Vazão máxima: L = 398 entalhes x 0,078 m/entalhe = 31,04 m

Fim de plano:

Vazão média: L = 398 entalhes x 0,054 m/entalhe = 21,49 m

Vazão máxima: L = 398 entalhes x 0,064 m/entalhe = 26,11 m

H

l


164

▪ Taxa de escoamento no vertedor

A taxa de escoamento linear no vertedor é calculada pela Equação 13.10.

Tx esc linear = Q / L (Eq. 13.10)

Aplicando-se os valores de Q e L para as condições de início e fim de plano, tem-se:

Início de plano:

Vazão média: Tx esc linear = diam

m

dia

s

L

m

m

sL

= −

333 344400.8610

11,26

104

Vazão máxima: Tx esc linear = diam

m

dia

s

L

m

m

sL

= −

333 465400.8610

04,31

167

Fim de plano:

Vazão média: Tx esc linear = diam

m

dia

s

L

m

m

sL

= −

333 261400.8610

49,21

)2/130(

Vazão máxima: Tx esc linear = diam

m

dia

s

L

m

m

sL

= −

333 356400.8610

11,26

)2/215(

A NBR 12209/1992 recomendava (checar se versão 2011 mantém...), para decantador

secundário de filtro biológico, a taxa máxima de 380 m3/mdia, valor que respeitado em início

e em fim de plano.

13.3. Canal de coleta do efluente clarificado

O efluente clarificado será coletado em um canal retangular operando em condições de

descarga livre. A largura adotada será a mínima recomendada por Crespo (2004), 0,40 m. A

declividade no canal será de 0,2%. Assim, as incógnitas a conhecer são: (a) altura ho, que

corresponde à profundidade da lâmina de água no ponto mais alto do fundo do canal; (b)

altura hc, a altura crítica de escoamento no canal, que corresponde a profundidade do nível

d´água no ponto mais baixo do fundo da canal. As respectivas equações são:

Profundidade crítica: 32

2

cbg

Qh

= (Eq. 13.11)

Profundidade no ponto mais alto: li3

2

3

lih)h(2h

2

c2

co −

−+= (Eq. 13.12)

sendo:

i = declividade do fundo do canal, m/m;

l = comprimento do canal, m;

Q = vazão de dimensionamento do canal, que é 50% da afluente ao decantador (m3/s)

Para a ETE Anglo, a vazão de dimensionamento do canal será:

smsm

Q /0835,02

167,0 33

==


165

A vazão de 0,167 m3/s corresponde à vazão máxima de início de plano. Para fim de plano, a

vazão máxima será 0,215 m3/s, mas haverá dois decantadores, cada qual recebendo 0,1075

m3/s. Na primeira etapa não pode haver recirculação do clarificado do decantador secundário

para o filtro biológico, já que embora a vazão da ETE seja menor que em fim de plano, haverá

somente uma linha de tratamento implantada. Na segunda etapa deverá ser adotada uma taxa

de recirculação de 50%.

O perímetro do canal de coleta, calculado em seu eixo, é:

)2/2(' bDDP −== (Eq. 13.13)

sendo:

b = largura do canal = 0,40 m;

D = diâmetro do decantador

O perímetro do decantador secundário será dividido em dois canais, cada um com extensão

igual ao perímetro dividido por dois.

m79,302

57,61

2

)2/m40,02m0,20(

2

Pl ==

−==

As profundidades hc e ho são calculadas substituindo-se os respectivos valores nas Equações

(13.11) e (13.12).

m1644,040,0sm81,9

)sm0835,0(h 3

22

23

c =

=

mmm

mmmmmmho 2324,079,30002,0

3

2

3

79,30002,04416,0)1644,0(2

2

2 =−

−+=

Cotas:

▪ Cota do canal efluente, sem enchimento: 0,00 m (admitido por hora)

▪ Cota do ponto mais baixo do canal efluente, com enchimento: 0,01 m

▪ Altura do nível d’água no ponto mais baixo do canal efluente: 0,16 m

▪ Cota nível d’água no ponto mais baixo do canal efluente: 0,01m + 0,16 m= 0,13m

▪ Cota do ponto mais alto do canal efluente, com enchimento:

Cota = 0,01 m + 0,002 m/m 30,79 m = 0,07 m → 0,07 m

▪ Altura do nível d’água no ponto mais alto do canal efluente: 0,23 m

▪ Cota nível d’água no ponto mais alto do canal efluente: 0,07m + 0,23m = 0,30m

▪ Altura livre: 0,10 m

▪ Altura do nível máximo de água no decantador secundário em relação ao nível máximo de

água no canal de coleta = 0,10 m (altura livre) + 0,05 m (distância do fundo do entalhe até

a parede interna do canal) + 0,038 m (altura máxima do nível de água no entalhe) = 0,188

0,19 m.

O canal efluente terá largura de 0,40 m, altura interna de 0,40 m e altura externa de 0,50 m.


166

O efluente do decantador secundário será coletado em uma caixa ao fundo da qual haverá uma

canalização de 350 mm de diâmetro que conduzirá o efluente até o corpo receptor final. A

vazão de descarga em orifícios escoando livre e com carga hidráulica constante é dada pela

Equação 13.14.

hg2ScQ = (Eq. 13.14)

sendo;

Q = vazão (m3/s);

c = coeficiente de descarga;

S = área da seção transversal da canalização (m2);

g = aceleração da gravidade, 9,81 m/s2;

h = carga hidráulica, m.

A carga hidráulica necessária para escoar a vazão Q é dada pela Equação 13.15

g2

1

Sc

Qh

2

= (Eq. 13.15)

m42,0sm81,92

1

4)m35,0(6,0

sm167,0h

2

2

2

3

=

=

O fundo do decantador terá um poço de lodo com base inferior de 0,60 m, altura de 0,90 m e

paredes com inclinação 1,5 na vertical para 1,0 na horizontal.

13.4. Ponte raspadora

Em sequência são comentados aspectos relativos à ponte raspadora, dotada de raspador de

superfície. Todo o conteúdo do item 13.4 e seus subitens não será cobrado em prova.

As partículas sedimentadas serão arrastadas em direção ao centro do decantador secundário

circular com 20m de diâmetro, por meio de raspadores modelo Center With, de acionamento

periférico. O lodo acumulado é purgado por uma tubulação até a caixa coletora de lodo, e,

posteriormente recalcado para lançamento nos reatores UASB. A ponte raspadora, além de

remover o lodo do fundo do decantador, também é dotada de um raspador de superfície e uma

caixa coletora de sobrenadantes. Esta direciona os sobrenadantes à caixa de escuma, adjacente

ao decantador, por tubulação de ferro fundido.

Os principais componentes integrantes da ponte raspadora são:

- sistema raspador de fundo;

- sistema raspador de escumas;

- viga principal com passarela;

- apoio central pivotado;

- caixa coletora de sobrenadantes;

- carro motriz;

- vertedouros periféricos;

- bafle de distribuição central;

- bafle quebra-onda periférico


167

O raspador de fundo será composto por pás de conformação parabólica, com estrutura de

sustentação e fixação à viga principal em aço carbono galvanizado a fogo. A extremidade das

pás receberá um inserte de borracha com espessura de 10 mm. Os raspadores serão dotados de

rodízios de nylon, atrás das pás, para evitar que o peso dos raspadores seja transmitido

totalmente às tiras de borracha. No centro do decantador secundário, no poço de lodos, uma

chapa, a ser detalhada pelo fornecedor do equipamento, será suspensa por duas correntes de

aço galvanizado a fogo, para provocar um espessamento dos lodos e evitar sua demasiada

compactação, que poderia causar problemas operacionais.

Os decantadores secundários serão dotados de lâmina de removedora de escumas, a ser

montada de forma a arrastar as partículas flotantes até a periferia, onde uma secção móvel do

raspador direcionará a escuma para o interior de uma caixa coletora de escumas. As figuras

13.5 e 13.6 ilustram detalhe de caixa coletora de escuma, em dois momentos de operação.

Figura 13.5: Raspador de superfície, acoplado à ponte móvel, aproximando-se da caixa

coletora de escuma (Fonte: Gehling, 1995).

Figura 13.6: Caixa coletora de escuma, no instante em que recebe a descarga do raspador

de superfície (Fonte: Gehling, 1995).

A estrutura de sustentação do raspador de superfície será em aço carbono galvanizado a fogo,

e a lâmina do raspador de superfície será de PRFV, com espessura de 5 mm e largura de 250

mm, devendo aflorar 100 mm acima da linha d’água.


168

A secção móvel do raspador deverá ser dotada de articulações com eixo de aço inóx em bucha

de nylon, e ser dotada de tensores para provocar o arraste da escuma pela rampa de acesso à

caixa coletora.

O fornecedor do equipamento deverá executar a ponte com passarela, em perfis de chapa de

aço dobrados e dimensionados de forma a atender às solicitações de cargas e esforços

consequentes do equipamento proposto. A largura da passarela formada entre os dois perfis

será de 1.000 mm, devendo receber corrimões. O piso será formado por chapa expandida

anti-derrapante soldada. Todos os conjuntos que formam a viga principal serão de aço

carbono galvanizado à fogo.

O apoio central da ponte será montado sobre coxins de poliuretano que absorvam possíveis

irregularidades na pista de rolamento. O eixo central será fixado por um par de rolamentos de

rolos cônicos. Os mesmos serão montados de forma a assegurar rigidez ao conjunto. No apoio

central será instalado o coletor de energia, com oito pistas de coletores, que transmitirá

potência ao motor e os comandos de segurança. O coletor será protegido das intempéries por

carenagem de PRFV.

A caixa coletora de escumas será instalada na periferia do decantador. Sua ancoragem se fará

diretamente na parede lateral do decantador, através do próprio tubo de escoamento do

sobrenadante recolhido, a ser instalado abaixo do nível d’agua no decantador, para possibilitar

a saída da escuma por gravidade, em direção à caixa contenção de escumas. No bordo de

ataque do raspador móvel, será executada uma superfície inclinada que forma a rampa (ou

praia) que facilita o arraste do material flotado (figuras 13.5 e 13.6).

O carro motriz é montado na viga de cabeceira, que terá duas rodas: a motriz e a conduzida.

As rodas terão diâmetro de 200 mm e largura de 100 mm. O redutor será do tipo com

engrenagens helicoidais, e a transmissão desta para a roda motriz será por engrenagens e

correntes de transmissão. As duas rodas serão mancalizadas por um eixo em rolamentos UC

206 montado em mancais F206 alinhados de forma que as rodas tangenciem radialmente o

eixo.

Na calha de coleta do clarificado serão instaladas placas vertedoras de PRFV, que poderão ser

ajustadas verticalmente, possibilitando assim eqüalizar a vazão linear no vertedor periférico.

No centro do decantador será instalado um baffle de distribuição e orientação de fluxo, ,

construído em PRFV com espessura de 5 mm, visando evitar curto-circuitos hidráulicos. O

diâmetro do baffle de distribuição será de 3,0m (ou 2,80m), com submergência de 1,4m e

altura total de 1,6 metros, aflorando portando 0,20m acima do nível da água no decantador

secundário.

Na periferia do decantador, a uma distância de 250 mm do vertedor, e concêntrico a este, é

instalado um baffle para barreira de escumas e quebra ondas, que é feito por uma tira de

PRFV com 250 mm de altura e submergência de 150 mm. A fixação deste baffle é feita por

suportes de aço inoxidável, chumbados diretamente à estrutura de concreto da calha coletora

de água clarificada.


169

13.4.1. Motores Elétricos

Os motores elétricos serão assíncronos de indução, de gaiola de esquilo, trifásicos, 60Hz, de

uma velocidade, de 4 polos. A tensão de serviço será de 220/380 V. A potência ora prevista

para o motor principal é de 0,75 KW, devendo ser confirmada pelo fornecedor do

equipamento. Os motores deverão ser satisfazer as exigências da ABNT NBR-7094, com

grau de proteção IP 55.

13.4.2. Redutores

Os redutores serão de engrenagens helicoidais ou rosca sem fim da linha SEW (ou similar).

As engrenagens serão dimensionadas para uma vida útil de 100.000 horas com probabilidade

de 90% de ultrapassar esse limite.

Todos os mancais de rolamentos deverão ser selecionados para uma vida útil de pelo menos

50.000 horas. Os motores e redutores operarão ao ar livre, sujeito às intempéries.

13.4.3. Painel de força de comando

O equipamento deve prever painel de força e comando de 220/380 v, 60 Hz, fusíveis de

proteção, contato tripolar, relés de sobrecarga, de falta de fase, e de máxima e mínima

tensões.

13.4.4. Dispositivo de controle e proteção

O sistema de proteção de sobrecarga consistirá de um braço de torque fixado no eixo

horizontal que será acoplado à unidade motriz. O torque no redutor é recebido por alavanca

fixada a estrutura e pré-tensionada por uma mola, de tal modo que a tensão da mola seja

determinada pelo valor momentâneo do torque, com o curso da mola determinando o

acionamento dos dois sensores de alarme e de parada.

13.5. Recirculação do clarificado

Em se confirmando que em uma primeira etapa de obras se implantará apenas uma das duas

linhas de tratamento em paralelo, a recirculação do clarificado do decantador secundário para

o filtro biológico deverá ser postergada. Somente deve ser adotada quando a ETE estiver

implantada em sua totalidade. Também a tubulação que direciona o clarificado aos filtros

deverá ser implantada apenas quando da implantação da segunda das duas linhas de

tratamento. A recirculação, caso implantada com apenas uma linha de tratamento, acarretaria

uma carga hidráulica acima da capacidade de alguns elementos do sistema.

13.5.1. Caixa de saída do clarificado

A caixa de saída do clarificado do decantador secundário receberá o efluente dos decantadores

secundários, bem como o líquido separado nas caixas retentoras de escuma.


170

Esta estrutura será dotada de septo divisor visando evitar que a turbulência da descarga do

decantador secundário, que pode arrastar ar desde a caixa de saída do canal periférico desta

unidade, leve bolhas à sucção da bomba de recirculação do clarificado.

13.5.2. Bomba de recirculação do clarificado

Esta bomba de recirculação será instalada junto à caixa de saída do clarificado do decantador

secundário, e operará com inversor de frequência. Este estabelecerá ao rotor da bomba uma

velocidade variável, proporcional à vazão afluente à ETE, o que deverá ser considerado no

projeto elétrico.

Será adotada apenas uma bomba de recirculação do clarificado, posto que em caso de

eventual falha da mesma, a ETE poderá operar sem recirculação por alguns dias.

13.6. Recirculação de lodo

O lodo biológico em excesso, liberado pelos filtros biológicos, será separado nos

decantadores secundários, e direcionado por purga para a caixa de coleta de lodo.

13.6.1. Caixa de coleta de lodo

Esta estrutura receberá o lodo purgado dos dois decantadores secundários, para

direcionamento aos reatores UASB por linha de recalque. Haverá uma única caixa de coleta

de lodo para atender aos dois decantadores. O lodo será retirado da caixa de coleta e enviado

aos quatro reatores UASB mediante a operação da única bomba de recirculação de lodo.

13.6.2. Bomba de recirculação de lodo

A bomba de lodo será instalada ao lado da caixa de coleta de lodo, devendo ser do tipo

submersa ou de poço seco.

13.6.3. Tubulação de sucção e recalque do lodo

A tubulação para o recalque do lodo deverá direcionar o lodo biológico purgado dos dois

decantadores para uma repartição equitativa entre os quatro reatores UASB. A descarga do

lodo se dará no fundo dos reatores, como detalhado no volume “Peças Gráficas” (em

geração).


171

14. LODOS ATIVADOS

14.1. INTRODUÇÃO

No tratamento biológico de esgotos, microorganismos, principalmente bactérias, utilizam a

matéria orgânica presente para realizarem seus metabolismos. Uma parcela da matéria

orgânica é oxidada, com a liberação de energia que se encontra armazenada nas ligações

químicas. Esta energia, disponibilizada, é usada para converter outra parcela da matéria

orgânica em novo material celular (Figura 14.1). Catabolismo e anabolismo referem-se,

respectivamente, à reação de oxidação e a síntese de material celular. Os processos de

anabolismo e catabolismo, combinados, constituem o metabolismo.

Figura 14.1: Esquema de utilização de matéria orgânica.

No processo de lodos ativados, uma cultura suspensa de microrganismos aeróbios é usada

para o tratamento de esgotos. Em um tanque, a cultura de microrganismos e os esgotos entram

em contato, com a introdução de oxigênio através de aeradores. Os microrganismos crescem e

formam flocos, os quais são separados em um decantador secundário. Além de bactérias, os

flocos contêm partículas inorgânicas e polímeros excretados pelos microrganismos. Estes

polímeros aglomeram os vários constituintes do floco. Uma parcela significativa dos

microrganismos retorna ao tanque de aeração, via recirculação dos sólidos sedimentados no

decantador secundário (Figura 14.2).

Figura 14.2: Configuração do processo de lodos ativados.

Doador de

elétrons

Produtos finais da

reação

Células ativas

microbianas

Resíduos

celulares

Produção de energia

Síntese

celular

Aceptor de

elétrons

Crescimento

Decaimento

fe

fs

Oxidação


172

14.2. EQUAÇÕES DESCRITIVAS DO PROCESSO

A representação da concentração de bactérias no processo de lodos ativados é feita através da

concentração de sólidos suspensos voláteis, doravante denominados de SSV.

▪ Taxa bruta de formação de SSV no reator

V

B

V Xdt

dX=

(Eq. 14.1)

Onde: XV = concentração de SSV presentes no reator, [mg/L]

= taxa de crescimento específico, [mg XV formados/mg XV presentesdia]

▪ Taxa de crescimento específica

Observa-se, experimentalmente, que a taxa de crescimento específica depende da

concentração do substrato. Monod, pesquisador francês, em estudos com culturas bacterianas,

observou que pode ser modelada pela seguinte equação:

SK

S

S += max (Eq. 14.2)

Onde:

max = taxa de crescimento específica máxima, [mg XV formados/mg XV presentesdia];

S = concentração do substrato, [mg DBO/L];

KS = constante de saturação, ou constante de meia-velocidade, [mg DBO/L]

Considere a Equação 14.2 para três casos:

a) S >> KS; a Equação 14.2 fica aproximada para = max

Para concentração de substrato muito alta, a taxa de crescimento específico independe da

concentração de substrato.

b) S << KS; a equação (2) fica aproximada para SkK

S

S

== 'max

Para concentração de substrato muito baixa, a taxa de crescimento específico depende,

linearmente, da concentração de substrato.

c) S = KS; a equação (2) fica igual a 22

maxmax

=

=

S

S

A constante de saturação ou meia-velocidade é igual à concentração de substrato para a qual a

taxa de crescimento específico é igual à metade da taxa de crescimento específico máxima. A

Figura 14.3 mostra a forma da curva representada pela Equação 14.2.


173

Taxa de Crescimento Específico

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400 425 450 475 500

Substrato (mg DBO/L)

max/2

max

Figura 14.3: Taxa de crescimento específico.

A substituição da Equação 14.2 em 14.1 resulta em:

SK

XS

dt

dX

S

Vmax

B

V

+

=

(Eq. 14.3)

▪ Taxa Líquida de formação de sólidos suspensos voláteis no reator

Uma parcela dos sólidos formados é consumida por respiração endógena ou morre devido a

várias causas. Esta parcela é denominada de Decaimento Bacteriano ou Endógeno e é

expressa pela Equação 14.4:

Vd

d

V Xkdt

dX−=

(Eq. 14.4)

XV = concentração de SSV presentes no reator, [mg/L]

kd = coeficiente de decaimento bacteriano, [mg XV destruídos/mg XV presentes.dia]

A taxa líquida de formação de sólidos é dada pela subtração da taxa de decaimento bacteriano

da taxa bruta de formação de sólidos (Equações 14.5 e 14.6)

VdV

L

V XkXdt

dX−=

(Eq. 14.5)

Vd

S

Vmax

L

V XkSK

XS

dt

dX−

+

=

(Eq. 14.6)

▪ Coeficiente de produção celular Y

O coeficiente de produção celular corresponde à razão entre a massa de sólidos produzidos no

reator e a massa de substrato utilizado.


174

utilizadosubstratomassa

formadasólidosmassaY = , [mg XV formado/mg DBO utilizado]

Pode-se expressar a taxa bruta de formação de sólidos no reator através do produto entre o

coeficiente de produção celular e taxa de substrato utilizado (Equação 14.7)

dt

dSY

dt

dX

B

V =

(Eq. 14.7)

Onde:dt

dS = taxa de utilização de substrato, [mg DBO/Ldia]

Da mesma forma, pode-se calcular a taxa líquida de formação de sólidos:

Vd

L

V Xkdt

dSY

dt

dX−=

(Eq. 14.8)

Assim, há duas maneiras de expressar a taxa bruta e líquida de formação de sólidos.

▪ Através da taxa de remoção de substrato

A partir da Equação14.7 pode-se escrever a Equação 14.9:

B

V

dt

dX

Y

1

dt

dS

= (Eq. 14.9)

A remoção de substrato está associada ao crescimento bruto da biomassa. Substituindo as

Equações 14.1 e 14.2 em 14.9, resulta:

VXYdt

dS=

1 (Eq. 14.10)

SK

XS

Ydt

dS

S

V

+

= max1

(Eq. 14.11)

Chamando k = max/Y = máxima taxa específica de remoção de substrato,

utilizadosubstratomg

formadosXmgdiapresentesXmg

formadosXmg

VV

V 1 =

diatesenpreXmg

utilizadoDBOmg

V

Substituindo k na Equação 14.11, resulta:

SK

XSk

dt

dS

S

V

+

= (Eq. 14.12)

▪ Através da taxa específica de crescimento bacteriano

Substituindo-se max = Yk na Equação 14.6, tem-se:

Vd

S

V

L

V XkSK

XSkY

dt

dX−

+

=

(Eq. 14.13)

Dividindo-se todos os termos da Equação 14.13 por XV, chega-se a expressão que representa

a taxa específica de crescimento bacteriano no reator.


175

d

SV

L

V

kSK

SkY

X

dt

dX

−+

=

= (Eq. 14.14)

14.3. DETERMINAÇÃO DA CONCENTRAÇÃO DE SUBSTRATO (DBO) NO

EFLUENTE DO REATOR

Para o cálculo da concentração de substrato no efluente do tratamento secundário, faz-se um

balanço de massa no sistema tanque de aeração/decantador secundário (Figura 14.4). Na

equação serão utilizados os conceitos de tempo de detenção hidráulica e tempo de detenção

celular.

Figura 14.4: Variáveis para balanço de massas no reator.

▪ Tempo de residência hidráulica no reator -

0Q

V= (Eq. 14.15)

▪ Tempo de residência celular - c

Corresponde ao tempo médio de residência das bactérias dentro do reator (tanque de reação).

É dado pela razão entre a massa de organismos no reator e a massa de organismos removidos

por dia.

Rexcee

cXQXQ

XV

+

= (Eq. 14.16)

▪ Balanço de massa de SSV

A análise a seguir será feita considerando-se um reator biológico de mistura completa com

recirculação.

Massa de sólidos entrando, menos a massa saindo, mais a produção = acumulação

Vdt

dX)Xk

dt

dSY(V)XQXQ(XQ v

deeRexc00 =−++− (Eq. 14.17)

Sendo: X0 = concentração de SSV no afluente (efluente do tratamento primário);

X = concentração de SSV no tanque de aeração (reator);

Xe = concentração de SSV no efluente do tratamento secundário;

Efluente Afluente =

efluente DP

Excesso de lodo Lodo recirculado

Decantador

Secundário

Tanque de aeração,

ou reator

Qexc, XR QR, XR

Q0, S0, X0 V, X, S Qe, S, Xe


176

XR = concentração de SSV no lodo do decantador secundário e na linha de reciclagem.

O termo referente à produção na Equação 14.17 é dado pelo produto entre o volume do reator

e a taxa líquida de formação de sólidos da Equação 14.8. Se considerarmos condições

permanentes ou estacionárias, o termo de acumulação na Equação 14.17 será igual a zero,

uma vez que não haverá variação na concentração de XV no reator ao longo do tempo. Para

evitar muitos subscritos, X passa a denotar concentração de SSV no tanque de aeração.

Pode-se também assumir que a concentração de sólidos no afluente ao tanque, X0, é

desprezível em relação à concentração de sólidos no interior do tanque, X. A Equação 14.17

fica:

Xkdt

dSY

V

XQXQd

eeRexc −=+

(Eq. 14.18)

Substituindo-se a Equação 14.11 na Equação 14.18, tem-se:

XkSK

SX

Y

1Y

V

XQXQd

S

maxeeRexc −+

=

+

XkSK

SX

V

XQXQd

S

maxeeRexc −+

=

+ (Eq. 14.19)

Dividindo-se ambos os lados da Equação 14.19 por X,

dS

maxeeRexc kSK

S

XV

XQXQ−

+

=

+ (Eq. 14.20)

O lado esquerdo da Equação 14.20 é o inverso do tempo de detenção celular; no lado direito,

substituindo max = Yk, a Equação 14.20 fica:

d

Sc

kSK

SkY−

+

=

1 (Eq. 14.21)

Manipulação algébrica da Equação 14.21 permite calcular o valor da concentração do

substrato (DBO) no efluente do reator como uma função do tempo de detenção celular e dos

parâmetros cinéticos Y, k, KS e kd.

1)(

)1(

−−

+=

dc

cdS

kkY

kKS

(Eq. 14.22)

14.4. CONCENTRAÇÃO DE SÓLIDOS SSV NO TANQUE DE AERAÇÃO

Dividindo-se a Equação 14.18 por X, tem-se:

deeRexc k

dt

dS

X

Y

XV

XQXQ−=

+ (Eq. 14.23)

Em um intervalo de tempo t,

SS

t

S

dt

dS −=

= 0 . O termo do lado esquerdo corresponde ao

inverso do tempo de residência celular. A Equação 14.23 fica:


177

d

c

kSS

X

Y−

−=

01

(Eq. 14.24)

Manipulação algébrica da Equação 14.24 permite calcular o valor da concentração de sólidos

suspensos voláteis no reator como função dos parâmetros cinéticos Y, kd, dos tempos de

detenção hidráulica e celular, e das concentrações de DBO afluente e efluente do reator

(Equação 14.25)

cd

c

k

SSYX

+

−=

1

)( 0 (Eq. 14.25)

A Tabela 14.1 apresenta as equações descritivas de S e X para sistemas com reciclo e sem

reciclo. Fica ao aluno o exercício de demonstrar as equações para o sistema sem reciclo.

Tabela 14.1: Comparação dos sistemas com reciclo e sem reciclo.

Sistema sem reciclo de sólidos Sistema com reciclo de sólidos

cdk

SSYX

+

−=

1

)( 0 cd

c

k

SSYX

+

−=

1

)( 0

1)(

)1(

−−

+=

d

dS

kkY

kKS

1)(

)1(

−−

+=

dc

cdS

kkY

kKS

O reciclo de sólidos permite obter uma menor concentração de S para um mesmo tempo de

detenção hidráulico; por outro lado, a concentração de sólidos no reator será maior do que no

sistema sem reciclo.

De onde saem os parâmetros cinéticos Y, k, KS e kd? Eles podem ser obtidos por ensaios de

laboratório. Para esgotos domésticos, usualmente, encontram-se dentro de uma faixa de

variação. A Tabela 14.2 apresenta os valores típicos de coeficientes cinéticos, concentrações

de sólidos e tempos de residência em lodos ativados com reator de mistura completa e fluxo

em pistão.

Tabela 14.2: Valores típicos de coeficientes cinéticos e parâmetros de projeto para sistema de

lodos ativados projetados para remoção de DBO carbonácea.

Parâmetro Mistura Completa Fluxo em Pistão

[h] 3 – 8 3 – 8

c [dia] 4 – 10 4 – 10

k [mg DBOu/mg XVd] 2 – 4 2 – 4

KS [mg BDOu/L] 10 – 40 10 – 40

kd [d-1] 0,04 – 0,06 0,04 – 0,06

XV [mg/L] 1.100 – 2.500 1.100 – 2.500

XT [mg/L] 1.500 – 3.500 1.500 – 3.500

XR [mg/L] 5.000 – 10.000 5.000 – 10.000

Xe [mg/L] 10 – 35 5 – 35

Y [mg XV/mg DBOu] 0,3 – 0,65 0,3 – 0,65

Referência: Tchobanoglous e Schroeder (1985).


178

14.5. PRODUÇÃO DE LODO

A produção diária de lodo (volátil) no processo de lodos ativados é formada pelo lodo bruto

produzido subtraído da parcela que teve decaimento endógeno. A equação de produção de

lodo é obtida a partir da equação que representa a taxa líquida de formação de SSV (Equação

25a). (esta equação deveria ter sido renumerada...)

Vd

L

V Xkdt

dSY

dt

dX−=

(Eq. 25a)

Em um intervalo t, e multiplicando-se ambos os lados da Equação 25a por V, tem-se:

VXkVt

SYV

t

XVd

V −

=

(Eq. 14.26)

Mas Qt

V=

. A Equação 14.26 fica:

VXkQSYQX VdV −= (Eq. 14.27)

Chamando-se o produto XVQ = PX, a Equação 27 fica:

VXkQ)SS(YP d0X −−= (Eq. 14.28)

Sendo: PX = produção diária de SSV, [kg /dia]

Q = vazão afluente, [m3/dia]

Na Equação 14.28, suprimiu-se o subscrito V.

A primeira parcela da Equação 14.28 corresponde à produção bruta de SSV, e a segunda, a

parcela decaída por respiração endógena. Substituindo-se o valor de X da Equação 14.25 na

Equação 14.28, tem-se:

( )V

k1

SSYkQ)SS(YP

Cd

0Cd0X

+

−

−−= (Eq. 14.29)

Substituindo-se V/ = Q,

( )Q

k1

SSYkQ)SS(YP

Cd

0Cd0X

+

−−−=

Colocando-se em evidência o termo ( ) QSSY o − ,

+

−−=

Cd

Cd0X

k1

k1Q)SS(YP (Eq. 14.30)

A manipulação algébrica da Equação 14.30 resulta em:

QSSk

YP

cd

X −+

= )(1

0

(Eq. 14.31)

O termo cdk

Y

+1corresponde ao coeficiente de produção celular observado, Yobs.

cd

obsk

YY

+=

1 (Eq. 14.32)


179

Sólidos voláteis representam 70% a 80% dos SST. Portanto, a produção total de lodo será Px

dividido pela fração de SSV em relação aos SST.

X

XT,X

f

PP = (Eq. 14.33)

T

vx

X

Xf = (Eq. 14.34)

Sendo Xv e XT, respectivamente, concentração de SSV e SST.

14.6. VAZÃO DE LODO EXCEDENTE

A vazão de lodo excedente (Qexc) pode ser calculada através de rearranjo da Equação 14.16.

Rexcee

cXQXQ

XV

+

= →

R

eec

excX

XQXV

Q

−

= (Eq. 14.35)

Em geral, pode-se assumir na Equação (35), que Qe Q ou Xe 0. Neste caso, a equação fica

Rc

excX

XVQ

= (Eq. 14.36)

14.7. VAZÃO DE RECIRCULAÇÃO

Uma maneira de calcular a taxa de recirculação QR é através de um balanço de massas de

sólidos na região do tanque de aeração.

Figura 5: Balanço de sólidos no reator.

XQQXQXQ RRR +=+ )( 000 (Eq. 14.37)

Considerando que X0 é desprezível com relação a X e XR,

)(00 XXQXQXQXQXQ RRRRR −=→=+

XX

X

Q

Qr

R

R

−== (Eq. 14.38)

14.8. REQUERIMENTO DE OXIGÊNIO

No tratamento biológico, uma parcela da matéria orgânica é utilizada para liberação de

energia através de uma reação de oxidação-redução na qual gás oxigênio recebe elétrons

Q0X0

QRXR

(Q0 + QR) X

Vem do DS


180

cedidos pelo carbono da matéria orgânica. Outra parte da matéria orgânica é utilizada para

síntese de novo material celular (Figura 14.1).

Substrato (DBO) + O2 → CO2 + H2O + energia

Substrato (DBO) + energia → síntese de material celular (C5H7O2N)

Necessita-se saber a quantidade diária de O2 que deve ser fornecida ao sistema para o

dimensionamento do sistema de aeração. Pode-se calcular a massa equivalente de DBO da

quantidade de lodo produzido no sistema e a abatermos da quantidade total de DBO utilizada.

A quantidade de DBO equivalente a um mol de material celular é dada pela Equação 14.39.

3222275 255 NHOHCOONOHC ++→+ (Eq. 14.39)

A oxidação de um mol de C5H7O2N (massa molecular = 113 g) requer 5 mols de O2 (5 x 32 g

= 160 g).

Portanto, são usados Xg

Og

NOHCg

Og 2

275

2 42,1113

160= , e a quantidade requerida de oxigênio será:

Massa O2 req. por dia = massa DBO utilizada por dia – 1,42PX (Eq. 14.40)

O valor de PX é calculado pela Equação 14.31. A massa de DBO utilizada por dia é:

Massa DBO/dia = Q(S0 – S) (Eq. 14.41)

A Equação (40) fica:

Massa O2 req. por dia = Q(S0 – S) – 1,42PX (Eq. 14.42)

14.9. AERAÇÃO E AERADORES

14.9.1. Transferência de oxigênio

Seja CS a concentração de saturação de um gás na água, C a concentração real do gás na água

e Cg a concentração do gás na atmosfera. A transferência do gás de um meio para outro ocorre

através da interface gás-líquido.

1o caso) Sistema em equilíbrio: C = CS

Neste caso, o número de moléculas entrando e saindo do líquido são equivalentes.

2o caso) Sistema fora do equilíbrio: C < CS

Neste caso, o sistema tentará voltar ao equilíbrio com a passagem do gás do ar para o líquido.

O número de moléculas de gás entrando no líquido é maior do que o número de moléculas

saindo do líquido.

Ar Cg

Líquido C = CS

Interface gás - líquido


181

O gás, neste caso, é o oxigênio (O2). A Equação 14.43 expressa a taxa de mudança de

concentração de oxigênio dissolvido no líquido.

)( CCakdt

dCSL −= (Eq. 14.43)

Sendo:

kLa = coeficiente global de transferência de oxigênio (dia-1);

CS = concentração de saturação de oxigênio dissolvido no líquido, em equilíbrio com a

atmosfera (mg/L);

C = concentração real de oxigênio dissolvido no líquido (mg/L)

Pela Equação 14.43, observa-se que tanto mais distante o sistema estiver do equilíbrio, maior

será a velocidade de transferência de oxigênio do ar para a água.

A integração da Equação 14.43 resulta:

=

=

=

=

=−

tt

t

L

CC

CC S

dtaKCC

dCt

00

)( (Eq. 14.44)

taLk

eCC

CC

S

tS −=

−

−

0

(Eq. 14.45)

ta

Lk

e)CC()CC( 0StS

−−=− Eq. 14.46)

A diferença no membro esquerdo da Equação 14.46 corresponde ao déficit de oxigênio no

tempo t enquanto que a diferença no lado direito corresponde ao déficit inicial de oxigênio. A

concentração de oxigênio no tempo t é dada pela Equação 14.47.

taLk

eCCCC SSt−

−−= )( 0 (Eq. 14.47)

O coeficiente kLa na Equação 14.46 pode ser calculado através de regressão não-linear.

Alternativamente, a Equação 14.46 pode ser linearizada tomando-se o logaritmo natural de

ambos os lados:

( ) takCCln)CC(ln L0sts −−=− (Eq. 14.48)

A Equação 14.48 é uma reta com intersecção no eixo das ordenadas em ln (Cs – Ct) e

declividade kLa.

A solubilidade do oxigênio na água é baixa, sendo as necessidades de oxigênio no sistema de

lodos ativados muito maiores do que a quantidade de oxigênio que poderia ser transferido

através de uma interface “normal”, sem turbulência. Este problema é resolvido através do

aumento das interfaces de contato líquido-ar. Os dois principais métodos de se aumentar as

interfaces são:

Ar Cg

Líquido C < CS

Interface gás - líquido


182

- Introdução de bolhas no líquido;

- Agitação do líquido com criação de gotas que são expostas à atmosfera.

Os sistemas de aeração utilizam estes dois princípios para aumentar a taxa de transferência de

oxigênio.

O coeficiente global de transferência de oxigênio é obtido através de teste padronizado. O

ensaio é realizado em água limpa, temperatura de 20C e concentração inicial de oxigênio

dissolvido de 0,0 mg/L. O ensaio consiste nas seguintes etapas:

1o) O oxigênio dissolvido na água é inteiramente removido através da adição de sulfito de

sódio (Na2S) à água;

2o) A água é reoxigenada com o aerador até próximo da concentração de saturação;

3o) A concentração de oxigênio dissolvido é monitorada ao longo do tempo.

As informações obtidas com o teste são as concentrações de oxigênio dissolvido para os

tempos t. Com a Equação 14.48 prepara-se um gráfico com ordenadas ln (Cs – Ct) versus t. A

declividade da reta corresponde ao coeficiente kLa.

14.9.2 Aeradores mecânicos

Os aeradores mecânicos podem ser de superfície ou submersos. Os aeradores de superfície

consistem de hélices submersas ou parcialmente submersas associadas a motores que

acoplados sobre estruturas fixas (Figura 14.6) ou flutuantes (Figura 14.7). Aeradores

superficiais são encontrados com potências na faixa de 0,75 a 100 kW (1 a 150 HP).

A agitação das hélices forma gotículas de esgoto aumentando a transferência de oxigênio do

ar para o líquido. A turbulência no líquido permite também a introdução de ar dentro da massa

líquida.

Uma vez que se conheça a quantidade de oxigênio que deve ser fornecida no tanque de

aeração, precisa-se conhecer a capacidade de transferência de oxigênio do aerador, expressa

em termos de massa de O2 transferida por unidade de tempo. Este dado é fornecido pelo

fabricante do equipamento.


183

Figura 6: aerador mecânico fixo. Fonte: http://www.centroprojekt-brasil.com.br

Figura 7: aerador mecânico flutuante. Fonte: http://www.centroprojekt-brasil.com.br

Seja N a taxa de transferência de oxigênio de um aerador mecânico Equação 14.49 (Obs.:

von Sperling usa a sigla TTO para expressar N).

( )LSL CCAKN −= (Eq. 14.49)

Sendo: N = massa de oxigênio transferida por unidade de tempo, [M/T] (p.ex., kg O2/h);

KL = coeficiente de difusão do oxigênio no líquido, [L/T] (p. ex. m/h);

A = área interfacial, ou área de contato da superfície ar-liquido, [L2], (p.ex., m2);

CS = conc. de saturação do OD no líquido à temperatura T, [M/L3}, (p.ex., mg/L)

CL = concentração de oxigênio dissolvido no líquido, [M/L3}, (p.ex., mg/L)

A Equação 14.49 pode ser expressa em relação ao volume no qual a transferência de

oxigênio se processa (Equação 14.50).

)CC(V

AK

V

NLSL −= (Eq. 14.50)

O valor de A é difícil de ser medido em termos práticos, assim, usa-se o termo:

V

Aa = (Eq. 14.51)

Sendo: a = área interfacial específica, área por unidade de volume, [L2/L3].

Na prática, o produto entre KL e a compõe um coeficiente, que é o KLa, coeficiente global de

reaeração (Equação 14.52).

aKaK LL = (Eq. 14.52)

Sendo: KLa = coeficiente global de reaeração, [1/T].

Assim, a Equação 14.50 pode ser escrita na forma:

)CC(aKdt

dC

V

NLsL −== (Eq. 14.53)

A eficiência de aeradores de superfície geralmente é expressa em termos de unidade de

potência, encontrando-se na faixa entre 1,20 a 2,40 kg O2/kwh (Metcalf & Eddy, 2003).

Capacidade ou Eficiência de oxigenação (EO) é a razão entre a taxa de transferência de

oxigênio (N) por unidade de potência do aerador.

P

NEO = (Eq. 14.54)


184

Correções da equação de transferência de oxigênio para as condições de campo (reais de

operação)

• Correção para temperatura

O coeficiente global de transferência de oxigênio padrão é medido à temperatura de 20C. A

Equação 14.55 expressa a correção do coeficiente de transferência de oxigênio para

temperaturas diferentes de 20C. 20T

LL )20(aK)T(aK −= (Eq. 14.55)

Sendo um coeficiente que varia entre 1,015 a 1,040. Um valor típico de é 1,024 tanto para

difusores como para aeradores mecânicos (Metcalf & Eddy, 2003).

• Correção “”das características do esgoto, geometria do tanque e intensidade de

mistura:

O coeficiente kLa é influenciado pelas características do esgoto, geometria do reator e

intensidade de m’istura. As condições no teste padrão são diferentes das condições reais de

campo.

águaL

esgL

)ak(

)ak(= (Eq. 14.56)

Valores típicos de são 0,6 a 1,2 para aeradores mecânicos e 0,4 a 0,8 para ar difuso.

• Correção da concentração de saturação:

O esgoto contém sais dissolvidos, sólidos em suspensão e agentes tensoativos que diminuem a

solubilidade do oxigênio em relação à água limpa.

)água(C

)esg(C

S

S= (Eq. 14.57)

Sendo: CS (esg)= concentração de saturação de oxigênio no esgoto a temperatura T;

CS (água) = concentração de saturação de oxigênio na água limpa a temperatura T;

Os valores de variam entre 0,7 a 0,98, sendo o valor de 0,95 usualmente utilizado.

• Correção para a concentração de oxigênio dissolvido no tanque de aeração

A concentração de oxigênio dissolvido no tanque de aeração é mantida na faixa de 1,0

a 2,0 mg/L.

)T)(água(C

)esg(C)esg(C

C)T)(água(C

)esg(C)T)(esg(Cf

S

LS

oS

LS −=

−

−= (Eq. 14.58)

Já que a Co inicial de oxigênio dissolvido no teste padrão é igual à zero, tem-se:

• Correção para altitude: fH


185

−==

9450

H1

C

Cf

's

sH → '

sHs CfC = (Eq. 14.59)

sendo:

Cs = concentração de saturação na altitude H a temperatura T;

C’s = concentração de saturação no nível do mar a temperatura T

Equação que relaciona a transferência de oxigênio nas condições de campo com a

transferência de oxigênio em condições padrões

Sejam N e No, respectivamente, as taxas de transferência de oxigênio de um aerador mecânico

em condições de campo e em condições padrões (água limpa; T = 20oC; p = 1,0 atm e

concentração inicial de O2 dissolvido na água igual a zero mg/L).

)]esg(C)T)(esg(C[)T)(esg(aKV

NLSL −= (Eq. 14.60)

)]água(C)20)(água(C[)20)(água(aKV

NoSL

o −= (Eq. 14.61)

Fazendo-se a razão entre as Equações 14.60 e 14.61, tem-se:

)água(C)20)(água(C[)20)(água(aK

)]esg(C)T)(esg(C[)T)(esg)(a(K

N

N

oSL

LSL

o −

−= (Eq. 14.62)

Fazendo-se as substituições das Equações 14.55 e 14.57 na Equação 14.62, e considerando

que Co(água) é zero, tem-se:

)20)(água(C)20)(água(aK

)]esg(C)T)(água(C[)20)(esg)(a(K

N

N

SL

LS

)20T(

L

o

−=

−

(Eq. 14.63)

Substituindo-se a Equação 14.56 na Equação 14.63, tem-se:

)20)(água(C

)]esg(C)T)(água(C[

N

N

S

LS

)20T(

o

−=

−

(Eq. 14.64)

Observar que, se o reator está instalado na altitude H, o valor de CS(água)(T) do numerador

deverá ser corrigido de acordo com a Equação 14.59.

Fornecedores de aeradores usualmente fornecem a Capacidade ou Eficiência de Oxigenação

para as condições padrões Equação 14.65.

P

NEO o= (Eq. 14.65)

Sendo EO: eficiência de oxigenação por unidade de potência do aerador em condições

padrões, [p.ex., kg O2/kwh].

Aeradores mecânicos de superfície apresentam eficiências de oxigenação entre 1,20 a 2,40 kg

O2/kwh.


186

Exemplo

A eficiência de oxigenação de um aerador mecânico de superfície, obtido em um teste padrão,

é de 1,80 kg O2/kwh. Os coeficientes de correção e são, respectivamente, 0,90 e 0,95. A

concentração de oxigênio dissolvido a ser mantida no tanque de aeração é 1,5 mg/L [CL(esg)].

A temperatura no tanque é de 23C e o coeficiente é 1,024. O requerimento de oxigênio

para o tratamento dos esgotos é de 1950 kg O2/dia. Admita que a altitude seja zero.

Solução

As concentrações de saturação de oxigênio nas temperaturas de 20C e 23C são,

respectivamente, 9,2 mg/L e 8,7 mg/L.

'S

'S

'SHS CC

9459

H1CfC =

−== , para H = 0 m.

Substituindo-se os valores na Equação 14.64, ficará:

71,02,9

]5,17,895,0[024,190,0

N

N )2023(

o

=−

=−

As eficiências de oxigenação para o esgoto e para água limpa deverão ser iguais:

)água(EO)esg(EO = (Eq. 14.66)

o

o

P

N

P

N= (Eq. 14.67)

Substituindo-se N = 1950 kg O2/dia e No/P = 1,80 kg O2/kwh na Equação 14.67, e

resolvendo-se para P, tem-se:

kw1,45h24

dia1

hkw

Okg80,1

1

dia

Okg1950P

2

2 =

=

HP5,60kw

HP3410,1kw1,45P ==

14.9.3. Aeração por Difusores de Ar

Um sistema de aeração por ar difuso consiste em difusores submersos no esgoto, conectados a

um sistema de canalizações por onde ar é introduzido através de compressor ou soprador

(Figura 14.8). Existe uma grande variedade de tipos e materiais de difusores, com tamanho

de bolhas variando de fina (menor que 3 mm), média (3 a 6 mm) a grossa (maior que 6 mm).

Os difusores porosos são produzidos com materiais cerâmicos, plástico ou membranas.

A potência requerida para os sopradores de ar em sistema de ar difuso pode ser calculado pela

Equação 14.68 (Metcalf & Eddy, 2003; Jordão e Pessôa, 2011).


187

−

= 1

p

p

E41,8

TRMP

283,0

e

s0ar (Eq. 14.68)

sendo: P = potência do compressor (kW);

Mar = massa de ar por unidade de tempo (kg/s);

R = constante geral dos gases (8,314 kJ/kmolK);

T0 = temperatura absoluta na entrada do compressor (K)

8,41 = constante k (g/kmol);

E = eficiência do compressor (0,70 a 0,80);

Pe = pressão absoluta na entrada do compressor (atm);

ps = pressão absoluta na saída do compressor (atm)

Figura 8: Tanque de aeracão com fluxo em pistão e difusores de ar.

(Fonte: Metcalf & Eddy, 2003).

A massa de ar por unidade de tempo, Mar na Equação (67), é calculada através da Equação

14.68a.

ararar QM = (Eq. 14.68a)

sendo: ar = 1,20 kg/m3; Qar = vazão de ar (m3/min)

A pressão absoluta na saída do compressor, ps, deve ser suficiente para vencer a altura da

coluna d´água no tanque de aeração e as perdas de carga nas tubulações, difusores e

compressor. Os princípios de cálculo são aqueles já estudados em Mecânica dos Fluidos.

Segundo Jordão e Pessôa (2011), estas perdas podem variar entre 1,2 a 1,4 vezes a


188

profundidade da água no tanque. Cabe lembrar que a pressão atmosférica corresponde a uma

altura de nível d´água de 10,34 m.

Von Sperling (1997) sugere o uso da Equação 14.69 para cálculo da potência requerida por

sopradores de ar.

( )

+=

HdgQP

ig (Eq. 14.69)

sendo: P = potência do compressor (w);

Qg = vazão do gás, que é o ar (m3/s);

= densidade do líquido (kg/m3);

g = aceleração da gravidade (m/s2);

di = profundidade de imersão dos difusores (m);

H = perda de carga no sistema de distribuição de ar (m);

= eficiência do motor e do soprador

As eficiências de transferência de oxigênio padrão dos difusores variam entre 10 – 30%

(bolhas finas), 6 – 15% (bolhas médias) e 4 – 8% (bolhas grossas) (von Sperling, 1997). A

vazão por difusor varia entre 5 a 25 m3/h (Jordão e Pessôa, 2011).

Exemplo:

No exemplo anterior, calcular o número de difusores de bolhas finas requeridos para suprir a

vazão de ar para o sistema de lodos ativados. Considere que a eficiência de transferência de

oxigênio do difusor é 15% e a vazão de ar por difusor é 15 m3/h.

▪ Vazão de ar a ser suprido

=

arm15,0

arm1

L1000

m1

mol

L4,22

kg

g1000

Og32

Omol1

Om21,0

arm1

dia

Okg1950Q

3

33

2

2

23

32

ar

Qar = 43.333 m3 ar/dia 43350 m3 ar/dia = 30 m3 ar/min.

Valor semelhante seria obtido se usássemos o peso do oxigênio no ar e sua densidade.

=

arm15,0

arm1

arkg3,1

arm1

Okg232,0

arkg1

dia

Okg1950Q

3

33

2

2ar = 43.103 m3 ar/dia

A vazão por difusor é de 15 m3/h; assim, o número de difusores deverá ser

difusores120

min60

m15

1

min

m30difusoresNúmero

3

3

==

Qual é a potência do compressor? Considere os seguintes dados: a temperatura na entrada do

compressor igual a 25C; a pressão na entrada, 1 atm; perdas de carga nas tubulações, difusor

e compressor igual a 1,3 vezes a profundidade acima do difusor; altura acima dos difusores

igual a 4,0 m; eficiência do compressor igual a 0,75.


189

T0 = 25 + 273 = 298K

pe = 1 atm

ps = 1 atm + (1,3 x 4,0 m)/10,34 m/atm = 1,50 atm

Qar = 43.350 m3 ar/dia = 30 m3 ar/min

Mar = 1,20 kg/m3 30 m3 ar/min 1 min/60 s = 0,60 kg/s

kwh

HP341,1kW7,281

00,1

50,1

75,0kmol

kg41,8

K298Kkmol

kJ314,8s

kg60,0

P

283,0

=

−

=

= 38,5 HP

Densidade de potência: corresponde a razão entre potência de aeradores e volume do tanque

de aeração. A NBR 12209/1992) requeria densidade de potência igual ou maior que 10 W/m3

(checar se NBR 12209/2011 mantém este requerimento)Este valor é fixado de modo a que a

biomassa dos lodos ativados se mantenha em suspensão dentro do tanque.

V

PDP = (Eq. 14.70)

sendo: DP = densidade de potência, (W/m3)

P = potência (W)

V = volume do tanque (m3)

14.10. NITRIFICAÇÃO

No caso do sistema de lodos ativados com nitrificação, deverão ser considerados os efeitos da

formação de biomassa adicional e requerimento de oxigênio.

A Equação 14.71 representa a produção de biomassa considerando os crescimentos

heterotróficos (oxidação da matéria orgânica) e autotróficos (oxidação da amônia).

( ) ( )

cdN

xN

cd

eox

k1

QNOY

k1

QSSYP

+

+

+

−= (Eq. 14.71)

sendo:

YN = coeficiente de produção celular das bactérias nitrificantes [g SSV / g N-NH4+

oxidado];

kdN = coeficiente de decaimento endógeno das bactérias nitrificantes [g SSV destruídos / g

SSV presentes dia];

NOX = concentração de amônia oxidada a nitrato (mg/L).

Para o cálculo do requerimento de oxigênio, deve-se considerar a quantidade de oxigênio

usada na reação de nitrificação (Equação 14.72):

OHH2NOO2NH 2324 ++→+ +−+ (Eq. 14.72)

Observa-se que há um consumo de 2 mols de oxigênio (64 g) para cada mol de nitrogênio na

forma de amônia oxidado a nitrato (14 g). Assim, o consumo de oxigênio na nitrificação é:


190

++ −

=− 4

2

4

2

NHNg

Og57,4

NHNg14

Og64

Quando se considera que uma porção do nitrogênio na forma de amônia é usado para síntese

celular (e não é oxidado a nitrato), a quantidade de oxigênio é menor, +− 4

2

NHNg

Og33,4.

Assim, a quantidade de oxigênio requerida é dada pela Equação 14.73.

( ) xxeo2 NOQ33,4P42,1SSQOqRe +−−= (Eq. 14.73)

Para que ocorra a nitrificação, um maior tempo de detenção celular é necessário, de modo a

permitir o crescimento das bactérias autotróficas.

14.11. EXEMPLO DE APLICAÇÃO

Dados (considerando vazão média de início de plano):

Q0 = 104 L/s

DBO5 afluente = S0 = 310 mg/L

SSV afluente =- X0 = 327 mg/L

A/M = 0,50 kgDBO5 aplicada/kg SSVTA.d (NBR 12209/2011)

Θc = 10 dias (NBR 12209/2011)

X = 3000 mg/L (NBR 12209/2011)

kd = 0,05 d-1

Y = 0,45 mg Xv/mg DBO

k = 3 mg DBO/mgXv.d

Ks = 25 mgDBO/L

XR = 8000 mg/L

Sólidos no efluente ao tanque de aeração (S)

1)(

)1(

−−

+=

dc

cdS

kkY

kKS

1)05,0./3/45,0(10

)1005,01(/251

1

−−

+=

−

−

ddmgXvmgDBOmgDBOmgXvd

ddLmgDBOS

LmgDBOS /125,3=

Efluente Afluente = efluente DP

Excesso de lodo Lodo recirculado

Decantador

Secundário

Tanque de Aeração

Qexc, XR QR, XR

Q0, S0, X0 V, X, S Qe, S, Xe


191

Tempo de residência hidráulica no reator

cd

c

k

SSYX

+

−=

1

)( 0

dd

LmgDBOLmgDBOmgXvmgDBOdLmgXv

1005,01

)/12,3/310(/45,010/3000

1 +

−=

−

d31,0= h44,7=

Volume do tanque de aeração

0Q

V=

LmdssL

Vd

1000/31*/86400*/10431,0 =

³5,2485 mV =

Razão de recirculação

XX

X

Q

Qr

R

R

−==

0

XX

Xr

R −=

LmgXvLmgXv

LmgXvr

/3000/8000

/3000

−=

60,0=r

Vazão de recirculação

0Q

Qr R=

sL

QR

/1046,0 =

sLQR /4,62=

Vazão de lodo excedente

Rc

excX

XVQ

=

Lmgd

LmgmQexc

/800010

/3000³5,2485

=

sLsdmLdmQexc /07,186400/1*³/1000*/³21,93 ==


192

Produção de lodo

QSSk

YP

cd

X −+

= )(1

0

dssLLmgDBOLmgDBOdd

mgDBOmgXvPX /86400*/104)/12,3/310(

1005,01

/45,01

−+

=−

dkgPX /25,827=

Massa de oxigênio requerida

Massa O2 req. por dia = Q(S0 – S) – 1,42PX

Massa O2 req. por dia = 104 L/s*86400s/d*(310 mgDBO/L – 3,12 mgDBO/L)*1kg/106mg –

1,42*827,25 kg/d

Massa O2 req. por dia = 1582,8 kg/d

Dados (considerando vazão média de fim de plano):

Q0 = 130 L/s

DBO5 afluente = S0 = 310 mg/L

SSV afluente =- X0 = 327 mg/L

A/M = 0,50 kgDBO5aplicada/kgSSVTA.d (NBR 12209/2011)

Θc = 10 dias (NBR 12209/2011)

X = 3000 mg/L (NBR 12209/2011)

kd = 0,05 d-1

Y = 0,45 mgXv/mgDBO

k = 3 mg DBO/mgXv.d

Ks = 25 mgDBO/L

XR = 8000 mg/L

Sólidos no efluente ao tanque de aeração (S)

1)(

)1(

−−

+=

dc

cdS

kkY

kKS

1)05,0./3/45,0(10

)1005,01(/251

1

−−

+=

−

−

ddmgXvmgDBOmgDBOmgXvd

ddLmgDBOS

LmgDBOS /125,3=

Tempo de Residência Hidráulica no Reator

cd

c

k

SSYX

+

−=

1

)( 0

dd

LmgDBOLmgDBOmgXvmgDBOdLmgXv

1005,01

)/12,3/310(/45,010/3000

1 +

−=

−

d31,0= h44,7=


193

Volume do tanque de aeração

0Q

V=

LmdssL

Vd

1000/31*/86400*/13031,0 =

³92,3481 mV =

Razão de recirculação

XX

X

Q

Qr

R

R

−==

0

XX

Xr

R −=

LmgXvLmgXv

LmgXvr

/3000/8000

/3000

−=

60,0=r

Vazão de recirculação

0Q

Qr R=

sL

QR

/1306,0 =

sLQR /78=

Vazão de lodo excedente

Rc

excX

XVQ

=

Lmgd

LmgmQexc

/800010

/3000³92,3481

=

sLsdmLdmQexc /51,186400/1*³/1000*/³57,130 ==

Produção de lodo

QSSk

YP

cd

X −+

= )(1

0

dssLLmgDBOLmgDBOdd

mgDBOmgXvPX /86400*/130)/12,3/310(

1005,01

/45,01

−+

=−

dkgPX /06,1034=


194

Massa de oxigênio requerida

Massa O2 req. por dia = Q(S0 – S) – 1,42PX

Massa O2 req. por dia = 130 L/s*86400s/d*(310 mgDBO/L – 3,12 mgDBO/L)*1kg/106mg –

1,42*1034,06kg/d

Massa O2 req. por dia = 1978,51kg/d


JORDÃO, E. P.; PESSÔA, C. A. Tratamento de esgotos domésticos. 6. ed. Rio de Janeiro:

Associação Brasileira de Engenharia Sanitária e Ambiental, 2011.

METCALF & EDDY, INC. Wastewater engineering: Treatment and Reuse. 4rd ed. New

York: McGraw-Hill, 2003. 1819 p.

VON SPERLING, M. Lodos ativados. Belo Horizonte: Departamento de Engenharia

Sanitária e Ambiental da Universidade Federal de Minas Gerais, 1997. 414 p. (Princípio do

tratamento biológico de águas residuárias, v. 4)

Documents

Lagoas de Estabilização - avasan.com.bravasan.com.br/pdf/modulo_II_IPH-058_1S_2018.pdf · As lagoas de estabilização são uma técnica adequada para países em desenvolvimento,