8. ALTERNATIVAS DE OPTIMIZACION DEL SISTEMA DE ALCANTARILLADO

INFORME DE DISEÑO DEFINITIVO DEL MEJORAMIENTO DEL SISTEMA DE ALCANTARILLADO

Y CONSTRUCCIÓN DE LA PTAR DEL CORREGIMIENTO DE SALÓNICA

MUNICIPIO DE RIOFRIO

CÓDIGO: INF-01-SAL-062 Versión: 03-15/05/2016

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8. ALTERNATIVAS DE OPTIMIZACION DEL SISTEMA DE ALCANTARILLADO El Corregimiento de Salónica cuenta con un sistema de alcantarillado combinado el cual presenta problemas de capacidad en las tuberías en cerca del 30% de su longitud, adicionalmente no cuenta con una Planta de Tratamiento de agua residual por lo que presenta varios vertimientos directos a las fuentes de agua. La solución propuesta al problema del alcantarillado será mediante la optimización del sistema existente y la unificación de los vertimientos presentes en el Corregimiento, para el manejo de las aguas residuales y pluviales. En el presente capítulo se plantean las alternativas para la optimización del sistema de alcantarillado para el Corregimiento de Salónica: Alternativa 1: Optimización del sistema de alcantarillado existente, mediante una solución de alcantarillado combinado el cual conduciría el caudal de diseño a un sólo punto permitiendo su posterior tratamiento. Alternativa 2: Optimización del sistema de alcantarillado existente, mediante un sistema separado. Se proyecta un sistema sanitario y se deja el alcantarillado existente como sistema pluvial. La red nueva iría en forma paralela a la existente, con el fin de llevar las aguas residuales a un sólo punto permitiendo su posterior tratamiento.

8.1 CRITERIOS DE DISEÑO DE LAS ALTERNATIVAS

8.1.1 Criterios de Diseño Alternativa 1 Los criterios de diseño para la alternativa 1, consistente en un sistema de alcantarillado combinado, fueron presentados en el numeral 7.5.1 del presente informe.

8.1.2 Criterios de Diseño Alternativa 2 La alternativa 2 considera la construcción de un sistema separado en el cual se deben tener en cuenta los criterios de diseño para un alcantarillado pluvial y en forma separada los criterios de diseño para un alcantarillado sanitario.





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8.1.2.1 Criterios de Diseño Alcantarillado Sanitario

• Contribución de Aguas Residuales Para la estimación de la contribución de aguas residuales en el alcantarillado sanitario, se tendrá en cuenta lo establecido en el numeral D.3.2.2 de las normas RAS:

QD = C x P x R / 86400 Dónde:

QD = Caudal de diseño de aportes domésticos, expresado en L/s C = Dotación neta de diseño corregida, expresada en L/hab.día P = Población aferente a cada tramo de diseño, expresado en hab. R = Coeficiente de Retorno de Aguas Residuales, adimensional

• Coeficiente de Retorno El coeficiente de retorno es la fracción del agua (dotación neta), que regresa como agua residual al sistema de alcantarillado sanitario. Para el caso de Salónica con un nivel de complejidad medio, de acuerdo a la Tabla D.3.1 de las normas RAS se adopta un valor de 0,80.

Tabla 8-1 Coeficientes de Retorno de Aguas Servidas Domesticas

NIVEL DE COMPLEJIDAD DEL SISTEMA COEFICIENTE DE RETORNO

Bajo y Medio 0.7-0.8

Medio Alto y Alto 0.8-0.85

Fuente: RAS 2000

• Aporte de infiltración al sistema (QINF) Se considera un aporte por aguas de infiltración de 0,2 L/s-ha teniendo en cuenta las condiciones del subsuelo del Corregimiento de Salónica y lo establecido en la Tabla D.3.7 de las normas RAS.

Tabla 8-2 Aportes por Infiltración en Redes de Sistemas de Recolección y Evacuación de Aguas Residuales

NIVEL DE COMPLEJIDAD DEL SISTEMA

INFILTRACIÓN

ALTA (L/s-ha)

INFILTRACIÓN MEDIA (L/s-ha)

INFILTRACIÓN

BAJA (L/s-ha)

Bajo y Medio 0.15-0.4 0.1-0.3 0.05-0.02

Medio Alto y Alto 0.15-0.4 0.1-0.3 0.05-0.2

Fuente: RAS 2000

QINF = Aporte de infiltración x Área tributaria





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• Aporte de Conexiones Erradas al Sistema (QCE) Deben considerarse los aportes de aguas lluvias al sistema de alcantarillado sanitario, provenientes de malas conexiones de bajantes de tejados y patios, QCE. De acuerdo a la Tabla D.3.5 Aportes máximos por conexiones erradas con sistema pluvial de la norma RAS 2000, el aporte de conexiones erradas que se tomó para el caso del Corregimiento de Salónica es de 0,2 L/s/ha, considerando que existirá alcantarillado pluvial y de acuerdo con el nivel de complejidad medio.

QCE = Aporte de las conexiones erradas x Área tributaria

• Calculo del Caudal Máximo Horario (QMH) El cálculo del caudal máximo horario, se realizará de acuerdo con el literal D.3.2.3 de las normas RAS, el cual establece:

QMH = F x QMD En donde F es un factor de mayoración que se calcula por medio de la Ecuación de Harmon definido en el numeral 7.5.1 del presente informe.

• Caudal Diseño de Tramos del Sistema Sanitario De acuerdo al numeral D.3.2.5 Régimen de flujo, de la norma RAS 2000, el caudal de diseño de aguas residuales sanitarias en cada tramo, se obtiene sumando el caudal máximo horario de aguas residuales más el aporte de infiltración más el aporte de conexiones erradas:

QAR= QMH+QCE+QINF

Cuando el caudal de diseño calculado en el tramo sea inferior a 1,50 L/s, debe adoptarse este valor como caudal de diseño (numeral D.3.2.5 de las normas RAS).

• Velocidad Mínima Para el sistema sanitario la velocidad mínima real permitida en el colector es 0,45 m/s, de acuerdo al Numeral D.3.2.8 de las normas RAS 2000.

• Fuerza Tractiva El valor del esfuerzo cortante medio recomendado en las normas RAS debe ser superior a 1,5 N/ m2. En concordancia con el Título D.3.2.7 de las normas RAS, en aquellos casos en los





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cuales, por las condiciones topográficas, no sea posible alcanzar la velocidad mínima, el esfuerzo cortante debe ser mayor de 1,2 N/ m2.

• Profundidad Hidráulica Máxima Considerando el literal D.3.2.11 de las normas RAS, la profundidad hidráulica máxima será del 85% del diámetro de la tubería.

• Diámetro Real Interno De acuerdo con el literal D.3.2.6 de las normas RAS, el diámetro interno real mínimo, para el sistema de alcantarillado sanitario es de 200 mm (8 pulgadas).

8.1.2.2 Criterios de Diseño para Alcantarillado Pluvial En general se consideran los mismos criterios planteados para el sistema combinado.

8.2 DISEÑO PRELIMINAR ALTERNATIVA 1 Para la optimización del sistema de alcantarillado se plantea la construcción de 4531.66 metros de tubería, los cuales cubrirán las áreas sin sistema de alcantarillado y remplazaran las tuberías que no cumplen con los parámetros hidráulicos establecidos en los criterios de diseño en el numeral 7.5.1.

Tabla 8-3 Tramos Nuevos y Optimizados para el Sistema de Alcantarillado Combinado

DIAMETRO (pulgadas)

LONGITUD (metros)

NUMERO DE TRAMOS

%

8 155 ,9 4 2

10 2.449 ,87 58 37

12 735 ,14 14 11

14 208 ,06 6 3

16 298 ,98 7 4

18 115 ,36 2 2

20 303 ,82 7 5

24 106 ,07 5 2

27 158 ,46 4 2

TOTAL GENERAL 4.531 ,66 107 68

TOTAL SISTEMA 6.687 ,45 107 100

Fuente: Manov Ingeniería Ltda., 2013





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Los siguientes tramos cumplen con los parámetros hidráulicos por lo cual se aprovechan las tuberías y se dejan en el sistema.

Tabla 8-4 Tramos Existentes para el Sistema de Alcantarillado Combinado

DIAMETRO

(pulgadas)

LONGITUD

(metros)

NUMERO

DE TRAMOS %

8 1232,09 27 18

10 630,04 12 9

12 117,56 2 2

14 37,6 1 1

24 138,5 5 2

TOTAL 2.155,79 47 32

TOTAL GENERAL 6.687,45 154 100

Fuente: Manov Ingeniería Ltda., 2013 En total el sistema de alcantarillado combinado tendrá una longitud total de 6687.45 metros con tuberías en PVC, de 8 a 27 pulgadas, con una longitud de 4531.66 y en concreto, de 8 a 24 pulgadas, con una longitud de 2155.79 metros.

Tabla 8-5 Resumen de los Tramos para el Sistema de Alcantarillado Combinado

MATERIAL DIAMETRO

(pulgadas)

LONGITUD

(metros)

NUMERO

DE TRAMOS %

PVC

8 155,9 4 2

10 2.449,87 58 37

12 735,14 14 11

14 208,06 6 3

16 298,98 7 4

18 115,36 2 2

20 303,82 7 5

24 106,07 5 2

27 158,46 4 2

TOTAL PVC 4.531,66 107 68

Concreto

8 1.232,09 27 18

10 630,04 12 9

12 117,56 2 2

14 37,6 1 1

24 138,5 5 2

TOTAL CONCRETO 2.155,79 47 32

TOTAL GENERAL 6.687,45 154 100






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Imagen 8-1 Áreas Aferentes para el Sistema de Alcantarillado Proyectado en la Alternativa 1


Imagen 8-2 Sistema de Alcantarillado Proyectado para la Alternativa 1






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8.3 DISEÑO PRELIMINAR ALTERNATIVA 2 El sistema actual de corregimiento se tomará con el sistema pluvial, dejando los vertimientos actuales existentes.

Tabla 8-6 Longitudes por Diámetro de los Colectores a Cambiar del Sistema de Alcantarillado Pluvial

DIAMETRO

(pulgadas)

LONGITUD

(metros)

NUMERO

DE TRAMOS %

10 820,57 14 44

12 198,08 3 11

14 42,48 1 2

16 287,11 5 15

18 210,81 3 11

20 144,6 3 8

24 150,79 5 8

TOTAL GENERAL 1.854,44 34 35 Fuente: Manov Ingeniería Ltda., 2013

El sistema de alcantarillado pluvial tendrá una longitud total de 5246.93 metros de los cuales el 41% es en tuberías en PVC y el 59% son en tuberías en concreto.

Tabla 8-7 Longitudes por Diámetro del Sistema de Alcantarillado Pluvial

MATERIAL DIAMETRO LONGITUD NUMERO

% (pulgadas) (metros) DE TRAMOS

PVC

8 83.74 4 2

10 882.76 15 17

12 290.36 4 6

14 42.48 1 1

16 287.11 5 5

18 210.81 3 4

20 144.6 3 3

24 150.79 5 3

30 3.9 1 0

36 45.4 1 1

TOTAL PVC 2141.95 42 41

CONCRETO

6 171.19 3 3

8 1629.43 33 31

10 712.62 15 14

12 210.34 4 4

14 37.6 1 1

16 29.14 1 1

24 314.66 11 6

TOTAL CONCRETO 3104.98 68 59

TOTAL GENERAL 5246.93 110 100 Fuente: Manov Ingeniería Ltda., 2013





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A continuación se presenta el resumen del alcantarillado para la evacuación de las aguas residuales sanitarias, proyectado para el Corregimiento con la unificación de todo el sistema mediante un alcantarillado sanitario con una longitud total de 6573.35 metros

Tabla 8-8 Resumen de los Tramos Alcantarillado Sanitario

MATERIAL DIAMETRO LONGITUD NUMERO

% (pulgadas) (metros) DE TRAMOS

PVC 8 6544,1 149 99,6%

10 29,25 1 0,4%

Total general 6573,35 150 100,0% Fuente: Manov Ingeniería Ltda., 2013

Imagen 8-3 Sistema de Alcantarillado Pluvial Propuesto: Alternativa 2






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Imagen 8-4 Sistema de Alcantarillado Sanitario Propuesto: Alternativa 2


8.4 EVALUACIÓN DE LAS ALTERNATIVAS PLANTEADAS Las dos alternativas propuestas y predimensionadas hidráulicamente, se evaluarán considerando los siguientes criterios:

• Aspectos económicos

• Aspectos de operación y mantenimiento

• Aspecto técnico

• Aspectos Ambientales





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Cada uno de los criterios de evaluación tendrán diferentes pesos o porcentajes en la evaluación final de acuerdo con la siguiente matriz de calificación presentada en la Tabla 8-9.

Tabla 8-9. Valores Ponderados para Evaluación de Alternativas

ASPECTOS VALOR PONDERADO

Económicos y financieros 35%

Operación y mantenimiento 15%

Técnico 25%

Ambiental 25%


La escala de valoración será:

• Aspectos económicos: 1-100; se calificará con 100 puntos a la alternativa que presente un menor valor. De acuerdo con el rango del valor de las diferencias entre el costo de las alternativas se asignará el siguiente puntaje:

Tabla 8-10. Puntajes Asignados Valoración Económica de las Alternativas

Diferencia Puntaje

1 y 10% 90

11 y 20% 80

21 y 30% 70

31 y 40% 60

41 y 50% 55

51 y 60% 45

61 y 70% 40

71 y 80% 35

81 y 100% 30

Mayor 100% 25


- Aspectos de operación y mantenimiento: 1-100; se calificará con 100 puntos a la alternativa que presente mejores ventajas en la operación y mantenimiento, y en forma proporcional se calificarán las otras alternativas

- Aspecto técnico: 1-100; se calificará con 100 puntos a la alternativa que presente

mayores ventajas técnicas, en todo el período de diseño y en forma proporcional se calificarán las otras alternativas





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- Aspectos Ambientales: 1-100, donde 100, es la alternativa que ofrezca mayores ventajas ambientales.

8.4.1 Evaluación Económica

8.4.1.1 Presupuesto Preliminar de la Alternativa 1 A continuación se muestra el resumen del presupuesto de la alternativa planteada para la optimización del sistema de alcantarillado del corregimiento de Salónica. Presupuesto preliminar para el sistema de alcantarillado combinado para el corregimiento de Salónica.

Tabla 8-11. Presupuesto Preliminar Alternativa 1 Alcantarillado Combinado

MANOV INGENIERIA PRESUPUESTO DE OBRA

Obra: SISTEMA ALCANTARILLADO COMBINADO SALÓNICA FECHA: NOV 2013

ITEM DESCRIPCION UND CANT. VR. UNIT VR.TOTAL

1 OBRAS PRELIMINARES

1.1 Localización-replanteo alcantarillado ML 4,531.66 $ 1,317.00 $ 5,968,196.22

1.2 Campamento Tabla 18 M2 UND 1 $ 1,566,632.00 $ 1,566,632.00

1.3 Cinta seguridad preventiva a=8cm-250mts. UND 36.00 $ 86,588.00 $ 3,117,168.00

SUBTOTAL OBRAS PRELIMINARES $ 10,651,996.22

2 EXCAVACIONES

2.1 Excavación Manual M3 8,741.83 $ 12,949.00 $ 113,197,956.67

2.2 Entibado metálico para protección de excavaciones

M2 3,146.77 $ 74,266.00 $ 233,697,679.20

SUBTOTAL EXCAVACIONES $ 113,197,956.67

3 RELLENO Y COMPACTACIÓN

3.2 Relleno material sitio compactado cilind M3 2,446.68 $ 10,240.00 $ 25,054,003.20

3.3 Relleno grava triturada-polvillo [comp.] M3 2,835.29 $ 79,461.00 $ 225,294,978.69

3.4 Retiro sobrantes maquina <= 10km M3 678.91 $ 14,770.00 $ 10,027,554.61

SUBTOTAL RELLENO Y COMPACTACIÓN $ 260,376,536.50

4 SUMINISTRO E INSTALACIÓN DE TUBERÍA ALCANTARILLADO

4.2 Tubo 8" PVC ML 155.90 $ 48,739.00 $ 7,598,410.10

4.3 Tubo 10" PVC ML 2,449.87 $ 71,154.00 $ 174,318,049.98

4.4 Tubo 12" PVC ML 735.14 $ 90,337.00 $ 66,410,342.18

4.5 Tubo 14" PVC ML 208.06 $ 99,457.00 $ 20,693,023.42

4.6 Tubo 16" PVC ML 298.98 $ 144,243.00 $ 43,125,772.14

4.7 Tubo 18" PVC ML 115.36 $ 187,196.00 $ 21,594,930.56





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4.8 Tubo 20" PVC ML 303.82 $ 226,932.00 $ 68,946,480.24

4.9 Tubo 24" PVC ML 106.07 $ 266,623.00 $ 28,280,701.61

4.10 Tubo 27" PVC ML 158.46 $ 321,365.00 $ 50,923,497.90

SUBTOTAL SUMINISTRO E INSTALACIÓN DE TUBERÍA ALCANTARILLADO $ 481,891,208.13

5 CONSTRUCCION DE CAMARAS DE INSPECCION

5.1 Pozo inspección h=0 -1.50 m UND 37.00 $ 989,676.00 $ 36,618,012.00

5.2 Pozo inspección h=1.51-2.00m UND 31.00 $ 1,083,905.00 $ 33,601,055.00





SUBTOTAL CONSTRUCCION DE CAMARAS DE INSPECCION $ 113,120,048.00

7 REPARACION DE PAVIMENTO EN CONCRETO

7.1 Demol. Losa concreto e<=15cms M2 1,475.02 $ 29,189.00 $ 43,054,358.78

7.3 Sub-base compact.mat.selecc. (tipo invías) M3 1,232.91 $ 69,968.00 $ 86,264,246.88

7.4 Base comp.mat. Triturad granul M3 1,646.21 $ 79,206.00 $ 130,389,709.26

7.5 Pav.concr.mr=40, e=0.15, inc. Junta M2 1,475.02 $ 64,332.00 $ 94,890,986.64

SUBTOTAL PAVIMENTACION $ 354,599,301.56

8 OBRAS COMPLEMENTARIAS

8.4 Sumidero sencillo UND 23 $ 667,766.00 $ 15,358,618.00

8.4 Sumidero doble UND 5 $ 809,290.00 $ 4,046,450.00

SUBTOTAL ACTIVIDADES COMPLEMENTARIAS $ 4,046,450.00

9 DOMICILIARIAS

2.1 Excavación Manual M3 948.09 $ 12,949.00 $ 12,276,817.41

7.1 Demol. Losa concreto e<=15cms M2 95.37 $ 64,332.00 $ 6,135,342.84

9.1 Suministro e instalación de acometida PVC 160 X 200 MM

UND 28.00 $ 101,793.00 $ 2,850,204.00


UND 300 $ 106,888.00 $ 32,066,400.00


UND 84 $ 123,708.00 $ 10,391,472.00


UND 42 $ 141,300.00 $ 5,934,600.00


UND 46 $ 272,409.00 $ 12,530,814.00


UND 7 $ 284,100.00 $ 1,988,700.00





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UND 54 $ 391,220.00 $ 21,125,880.00

4.1 Tubo 6" PVC ML 4284 $ 71,154.00 $ 304,823,736.00

3.2 Relleno material sitio compactado cilind M3 286.11 $ 10,240.00 $ 2,929,766.40

3.2 Relleno grava triturada-polvillo [comp.] M3 269.28 $ 79,461.00 $ 21,397,258.08

3.3 Sub-base compact.mat.selecc. (tipo invías) M3 190.74 $ 69,968.00 $ 13,345,696.32

7.3 Base comp.mat. Triturad granul M3 190.74 $ 79,206.00 $ 15,107,752.44

7.4 Pav.concr.mr=40, e=0.15, inc. Junta M2 95.37 $ 29,189.00 $ 2,783,754.93


SUBTOTAL ACOMETIDAS DOMICILIARIAS $ 467,593,967.52

Total Costo Directo OBRAS Sistema de Alcantarillado $ 1,805,477,464.60

ADMINISTRACIÓN 20.9% $ 377,344,790.10

IMPREVISTOS 5% $ 90,273,873.23

UTILIDAD 8% $ 144,438,197.17

IVA SOBRE LA UTILIDAD 16% DEL 8% $ 23,110,111.55

SUBTOTAL $ 2,440,644,436.65

INTERVENTORÍA 8% $ 195,251,554.93

COSTO TOTAL ANTES DE SEGUIMIENTO $ 2,635,895,991.58

SEGUIMIENTO MVCT 2% $ 53,793,796.00

COSTO TOTAL DEL PROYECTO $ 2,689,689,787.58


8.4.1.2 Presupuesto Preliminar de la Alternativa 2

A continuación se muestra el resumen del presupuesto de la alternativa 2 planteada para la optimización del sistema de alcantarillado del corregimiento de Salónica. Presupuesto preliminar para el sistema de alcantarillado pluvial para el corregimiento de Salónica.

Tabla 8-12. Presupuesto Preliminar Sistema de Alcantarillado Pluvial


Obra: SISTEMA ALCANTARILLADO PLUVIAL SALÓNICA FECHA: 16-jul-13










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2 EXCAVACIONES



M2 1,007.77 $ 74,266.00 $ 74,843,355.02



3.2 Relleno material sitio compactado cilind. M3 483.54 $ 10,240.00 $ 4,951,449.60





4.3 Tubo 10" PVC ML 820.57 $ 71,154.00 $ 58,386,837.78

4.4 Tubo 12" PVC ML 198.08 $ 90,337.00 $ 17,893,952.96

4.5 Tubo 14" PVC ML 42.48 $ 99,457.00 $ 4,224,933.36

4.6 Tubo 16" PVC ML 287.11 $ 144,243.00 $ 41,413,607.73

4.7 Tubo 18" PVC ML 210.81 $ 187,196.00 $ 39,462,788.76

4.8 Tubo 20" PVC ML 144.60 $ 226,932.00 $ 32,814,367.20

4.9 Tubo 24" PVC ML 150.79 $ 266,623.00 $ 40,204,082.17

4.11 Tubo 30" PVC ML 3.90 $ 459,179.00 $ 1,790,798.10

4.13 Tubo 36" PVC ML 45.40 $ 734,686.40 $ 33,354,762.56




5.2 Pozo inspección h=1.51-2.00 m UND 19.00 $ 1,083,905.00 $ 20,594,195.00



5.5 Pozo inspección h=3.01-3.50 m UND 0.00 $ 1,463,233.00 $ 0.00

5.6 Pozo inspección h=3.51-4.00 m UND 0.00 $ 1,473,919.00 $ 0.00




7.3 Sub-base compact.mat.selecc.(tipo invías) M3 550.04 $ 69,968.00 $ 38,485,198.72








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8 OBRAS COMPLEMENTARIAS

8.4 Sumidero sencillo UND 23 $ 667,766.00 $ 15,358,618.00

8.4 Sumidero doble UND 5 $ 809,290.00 $ 4,046,450.00

SUBTOTAL ACTIVIDADES COMPLEMENTARIAS $ 4,046,450.00

9 DOMICILIARIAS

2.1 Excavación Manual M3 540.80 $ 12,949.00 $ 7,002,819.20



UND 144 $ 106,888.00 $ 15,421,862.20


UND 36 $ 123,708.00 $ 4,393,134.52


UND 8 $ 141,300.00 $ 1,076,125.09


UND 51 $ 272,409.00 $ 14,021,867.53


UND 38 $ 284,100.00 $ 10,737,385.13


UND 43 $ 391,220.00 $ 16,948,994.43

4.1 Tub pvc 6" PVC ML 1920 $71,154.00 $ 136,615,680.00



3.3 Sub-base compact.mat.selecc.(tipo invías) M3 108.80 $ 69,968.00 $ 7,612,518.40





Total Costo Directo OBRAS Sistema de Alcantarillado $ 906,344,065.27

ADMINISTRACIÓN 20.9% $ 189,425,909.64

IMPREVISTOS 5% $ 45,317,203.26

UTILIDAD 8% $ 72,507,525.22


SUBTOTAL $ 1,225,195,907.43

INTERVENTORÍA 8% $ 98,015,672.59









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Presupuesto preliminar para el sistema de alcantarillado Sanitario para el corregimiento de Salónica.

Tabla 8-13. Presupuesto Preliminar Sistema de Alcantarillado Sanitario


Obra: SISTEMA ALCANTARILLADO SANITARIO SALÓNICA FECHA: NOV 2013







2 EXCAVACIONES



M2 1,227.71 $ 74,266.00 $ 91,176,936.33



3.2 Relleno material sitio compactado cilind M3 1,499.44 $ 10,240.00 $ 15,354,265.60





4.2 Tubo 8" PVC ML 6,544.10 $ 48,739.00 $ 318,952,889.90

4.3 Tubo 10" PVC ML 29.25 $ 71,154.00 $ 2,081,254.50











7.1 Demol. Losa concreto e<=15cms M2 2,609.07 $ 29,189.00 $ 76,156,144.23

7.3 Sub-base compact.mat.selecc. (tipo invías) M3 1,573.73 $ 69,968.00 $ 110,110,740.64

7.4 Base comp.mat. Triturad granul M3 ,969.95 $ 79,206.00 $ 156,031,859.70

7.5 Pav.concr.mr=40, e=0.15, inc. Junta M2 2,647.61 $ 64,332.00 $ 170,326,046.52





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8 DOMICILIARIAS




UND 755.00 $ 101,793.00 $ 76,853,715.00

4.1 Tub pvc 6" PVC ML 4284 $71,154.00 $ 304,823,736.00



3.3 Sub-base compact.mat.selecc. (tipo invías) M3 256.70 $ 69,968.00 $ 17,960,785.60





Total Costo Directo OBRAS Sistema de Alcantarillado $ 1,865,298,012.16

ADMINISTRACIÓN 20.9% $ 389,847,284.54

IMPREVISTOS 5% $ 93,264,900.61

UTILIDAD 8% $ 149,223,840.97


SUBTOTAL $ 2,521,509,852.84

INTERVENTORÍA 8% $ 201,720,788.23





- Evaluación Económica de las Alternativas De acuerdo con la evaluación económica realizada, en la Tabla 8-15, se presenta un resumen del costo de las dos alternativas estudiadas y el puntaje asignado

Tabla 8-14. Resumen Costos de las Alternativas y Puntuación

ALTERNATIVA Costo Diferencia (%) Puntaje

1 2.689.689.787,58 0,00 100

2 4.129.022.675,09 53,51 45


La alternativa 1 es la más económica, con una diferencia de $ 1.439.332.887,51 con respecto a la alternativa 2 que representa el 53,51% con respecto a la alternativa más económica, por esta





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razón, la alternativa 1 se califica con un puntaje de 100 puntos y la alternativa 2 tendrá una calificación de 45 puntos.

8.4.2 Evaluación Aspectos de Operación y Mantenimiento Desde el punto de vista de la operación y del mantenimiento, las alternativa 1 y 2 son similares en su operación pero considerando que en la alternativa 2 hay que operar dos tuberías en tanto que en la alternativa 1 solo se opera una tubería. En razón de lo anterior, se califica con 100 puntos la alternativa 1 y 90 puntos para la alternativa 2.

8.4.3 Evaluación Técnica Desde el punto de vista técnico, la alternativa 2 es la que presenta mayores ventajas técnicas. Las normas RAS solamente aceptan los sistemas combinados cuando se dan condiciones de hecho es decir que el sistema existente sea combinado y por lo tanto se trate de una optimización de un sistema combinado. En el caso de Salónica la optimización del sistema combinado plantea un cambio del 59% del sistema existente conservando casi la mitad del sistema existente. De acuerdo con lo anterior, la alternativa 2 tendrá un puntaje de 100 puntos y la alternativa 1 tendrá 80 puntos.

8.4.4 Aspectos Ambientales Desde el punto de vista del impacto ambiental la alternativa 2 presenta mayores ventajas considerando que al proyectar un sistema de alcantarillado separado, se podrán tratar en su totalidad las aguas residuales domésticas, mientras que en la alternativa 2 existirá un porcentaje de aguas domesticas que en las épocas de lluvia serán vertidos directamente a los cuerpos de agua. La alternativa 2 tendría una puntuación de 100 puntos y la alternativa 1 un puntaje de 60 puntos.

8.4.5 Evaluación Final En las siguientes tablas se presenta un resumen de los puntajes asignados a cada alternativa antes y después de afectar la puntuación de cada variable por el porcentaje asignado.

Tabla 8-15. Puntaje Asignado a Cada Variable

VARIABLE ALTERNATIVA 1 ALTERNATIVA 2

Económica 100 45

Operación y Mantenimiento 100 90

Técnico 80 100

Ambientales 60 100






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Tabla 8-16. Puntaje Final de cada Variable

VARIABLE PORCENTAJE

PONDERACIÓN

ALTERNATIVA

1 2

Económica 35% 35 15,75

Operación y Mantenimiento 15% 15 13,5

Técnicos 25% 20 25

Ambientales 25% 15 25

PUNTAJE TOTAL 100% 85,00 79,25


De acuerdo con la evaluación realizada, la alternativa 1, consistente en construir el alcantarillado combinado, presenta un mayor puntaje, además de aprovechar parte del sistema existente.

8.5 ALTERNATIVAS DE TRATAMIENTO DEL AGUA RESIDUAL

8.5.1 Descripción de las Alternativas de Tratamiento De acuerdo a con las características físicas, químicas y biológicas del agua residual del Corregimiento de Salónica, las tecnologías de tratamiento que se contemplarán en el estudio de alternativas, son las del tipo anaerobio, por ser de fácil operación y de bajo costo, además de presentar baja producción de lodos y un bajo o nulo consumo de energía. Son instalaciones compactas que demandan poca área. En los tratamientos anaerobios la degradación de la materia orgánica se realiza por medio de microorganismos que trabajan en ausencia de oxígeno disuelto. El proceso biológico se realiza en dos etapas, la primera denominada fermentación ácida y la segunda denominada metano-génesis en la cual se producen gases en especial el metano y dióxido de carbono en un 95% pero adicionalmente se produce nitrógeno, hidrógeno, amoníaco y sulfuro de hidrógeno. Mediante las alternativas de tratamiento que se presentan a continuación, se espera alcanzar una remoción de carga orgánica asociada con la DBO superior al 80% al igual que una remoción en la carga asociada con SS mayor del 80%. Las alternativas de tratamiento propuestas, considerarán el Título E.4.7 de las normas RAS denominado Tratamientos anaerobios Las alternativas de tratamiento que se estudiarán son las siguientes: Alternativa 1: Reactor UASB seguido de un sedimentador secundario





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Alternativa 2: Tanque Imhoff seguido de un filtro anaerobio Alternativa 3: Reactor UASB y una laguna facultativa En todas las alternativas existirá además un tratamiento preliminar consistente en un sistema de rejilla en el canal aductor y un tanque desarenador.

8.5.1.1 Alternativa 1: Reactor UASB seguido de un Tanque Sedimentador En esta alternativa de tratamiento se proyecta: como tratamiento preliminar un sistema de rejillas para la remoción de material suspendido grueso que pueda interferir con los procesos de tratamiento; seguidamente el agua residual pasará a un desarenador. Como tratamiento secundario se proyecta un reactor anaeróbico de flujo ascendente (UASB) seguido de un sedimentador secundario. El concepto UASB se basa en los altos niveles de retención de la biomasa a través de la formación de los gránulos de lodos. Cuando el concepto UASB fue desarrollado, Lettinga tuvo en cuenta la necesidad de fomentar la acumulación de lodos granulares y desalentar la acumulación de lodos que se dispersan en el reactor. Las características principales para lograr el desarrollo de lodos granulares son en primer lugar mantener un régimen de flujo ascendente en el reactor de la selección de microorganismos que se agregan y en segundo lugar, para proporcionar una adecuada separación de los sólidos, líquidos y gaseosos, la prevención de lavado de los gránulos de lodos. El UASB es un sistema trifásico de alta carga que opera como un sistema de crecimiento en suspensión. La elevada concentración de biomasa en el UASB lo hace más tolerante a la presencia de tóxicos. Consiste esencialmente en una columna abierta, a través de la cual el líquido residual se pasa a una baja velocidad ascensional. El manto de lodos se compone de gránulos o partículas además del agua residual. El fenómeno de granulación que rige la formación de los gránulos constituye la parte fundamental del proceso. El tratamiento del agua se da cuando se pone en contacto el agua con los gránulos. Los gases producidos bajo condiciones anaerobias provoca la recirculación interna, lo que ayuda en la formación y mantenimiento de las partículas biológicas, sobre las cuales algunas partículas de gas se adhieren. El gas libre y el gas adherido a gránulos se retienen en el colector de gas en la parte alta del reactor. El líquido que ha pasado a través del manto contiene algunos sólidos residuales y gránulos biológicos que pasan a través del sedimentador donde los sólidos se separan del futuro efluente. Los sólidos retornan por tanto al caer a través del sistema de bafle en la parte alta del manto de fangos. Para lograr una operación correcta del sistema se requiere la formación de biomasa flocúlenla, y la puesta en marcha suele requerir la inoculación previa del reactor con grandes cantidades de fangos de algún otro sistema de operación. El proceso UASB se puede aplicar a una amplia variedad de aguas residuales industriales. Al igual que en otros tipos de tratamiento de aguas residuales, en los UASB también son necesarias unas etapas previas de adecuación del influente antes de ingresarlas al reactor. La tecnología de alta carga se basa en el crecimiento del fango granular y en el separador de tres fases (biogás-líquido-sólido), ha tenido un gran éxito comercial con un gran número de





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instalaciones en el mundo. La industria alimentaria mundial es un usuario activo de esta tecnología de tratamiento anaerobio. Aunque también se ha implantado en industrias como la cervecera, destilería, plantas de procesado de la patata, la industria del papel y la celulosa, industria textil, química y farmacéutica. En particular, para el corregimiento de Salónica se propone como alternativa de tratamiento un sistema constituido por tratamiento preliminar, Reactor anaerobio de flujo ascendente y manto de lodos UASB y clarificador secundario como se ilustra en la siguiente imagen:

Imagen 8-5 Alternativa 1, Proceso de Tratamiento por Reactor UASB


Para el manejo de los lodos se propone emplear lechos de secado con la función de eliminar de los lodos una cantidad suficiente de agua para que el resto se maneje como material sólido. De acuerdo con la Tabla E.4.2 de las normas RAS, las eficiencias que se puede lograr con un reactor UASB son las siguientes:

• Eficiencia en la remoción de DBO = 65 al 80%

• Eficiencia en la remoción de DQO = 60 al 80%

• Eficiencia en la remoción de SS = 60 al 70%

• Eficiencia en la remoción de P = 30 al 40% El sistema de pos tratamiento propuesto consistente en un sedimentador secundario se encuentra se encuentra entre las tecnologías de mayor uso de acuerdo con el título E.4.7.2.1.9 de las normas RAS.

8.5.1.2 Alternativa 2 Tanque Imhoff Seguido de un Filtro Anaerobio





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En esta alternativa de tratamiento se proyecta el mismo tratamiento preliminar de la alternativa anterior, consistente en un sistema de rejillas seguido de un desarenador. Como tratamiento primario se proyecta un Tanque Imhoff y como tratamiento secundario se proyecta un filtro anaerobio de flujo ascendente. El Tanque Imhoff es una estructura en la cual básicamente se realizan dos procesos de tratamiento. En la unidad o cámara superior se realiza la eliminación de sólidos suspendidos, es una unidad de sedimentación de la materia orgánica; y en la cámara inferior se realiza la digestión de la materia orgánica. Se dispone igualmente de un tercer compartimento para facilitar la eliminación de los gases producidos en el proceso biológico de digestión de la materia orgánica. De acuerdo con el Título E.3.5.6 de las normas RAS, los Tanques Imhoff se utilizan en poblaciones menores de 5,000 habitantes y ofrecen ventajas para el tratamiento de las aguas residuales domésticas, ya que integran la sedimentación del agua y la digestión de los lodos sedimentados en la misma unidad, necesita una operación muy simple y no requiere de partes mecánicas, sin embargo, para su uso correcto se requiere que las aguas residuales pasen por el proceso de retención y remoción de arena. Es conveniente en climas calurosos pues esto facilita la digestión de los lodos. Para el corregimiento de Salónica se propone como alternativa de tratamiento un sistema constituido por tratamiento preliminar, Tanque Imhoff y Filtro anaerobio de Flujo Ascendente (FAFA) en donde la biomasa permanece como una película microbial adherida y porque como el flujo es ascensional, el riesgo de taponamiento es mínimo. Está constituido por un tanque o columna, relleno con un medio sólido para el soporte del crecimiento biológico anaerobio. El agua residual es puesta en contacto con el crecimiento bacterial obteniendo tiempos de retención celular del orden de cien días y tiempo de retención hidráulica corto. El proceso no utiliza recirculación y produce una cantidad mínima de lodos; las pérdidas de energía a través del lecho son mínimas. El filtro anaerobio usa como medio de soporte de crecimiento piedras o anillos de plástico. La mayor parte de la biomasa se acumula en los vacíos intersticiales existentes entre el medio que permanece sumergido en el agua residual, permitiendo una concentración de biomasa alta y un efluente clarificado.

Imagen 8-6 Alternativa 2, Proceso de Tratamiento por Tanque Imhoff





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Igualmente, para el manejo de los lodos se propone emplear lechos de secado con la función de eliminar de los lodos una cantidad suficiente de agua para que el resto se maneje como material sólido. De acuerdo con la Tabla E.4.2 de las normas RAS, las eficiencias que se puede lograr en los sistemas de sedimentación primaria y filtros anaerobios son las siguientes: Sedimentación primaria:




• Eficiencia en la remoción de P = 10 al 20%

• Eficiencia en la remoción de N Org. = 10 al 20% Filtros anaerobios:




• Eficiencia en la remoción de P = 30 al 40%

8.5.1.3 Alternativa 3: Reactor UASB y Laguna Facultativa Las lagunas facultativas son la variación más importante en la depuración de aguas residuales en este tipo de tratamiento. Una laguna facultativa típicamente maneja cargas orgánicas de entre 55 y 200 Kg DBO/día por hectárea de terreno, con un tiempo de retención de entre 5 y 30 días. La profundidad de la laguna es de 1.2 m a 2.5 m. En este tipo de lagunas facultativas se tienen varias capas o zonas en las cuales se tienen condiciones aerobias, facultativas y anaerobias.





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Las condiciones aerobias que existen en la parte superior de una laguna facultativa aerobia se deben a la acción conjunta del viento y de la actividad fotosintética que se presenta en el cuerpo de agua. Los nutrientes que se hallan presentes en las aguas residuales, principalmente nitrógeno y fósforo, favorecen la eutrofización del acuífero. Las algas formadas en la superficie al efectuar el proceso de fotosíntesis y producir más biomasa, requieren de bióxido de carbono del aire o del medio circundante para la síntesis de carbohidratos y proteínas y al mismo tiempo liberan oxígeno. La reacción simple del proceso de fotosíntesis es: Algas + Nutrientes (P, N….) + CO2 + Energía Solar ⇒ Biomasa (carbohidratos, proteínas) + O2 El oxígeno producido en este proceso de fotosíntesis que se efectúa en la capa superficial, así como el que se integra desde la atmósfera hacia el agua a través del viento, es consumido por los microorganismos que degradan aeróbicamente el material orgánico, y eventualmente una parte de este oxígeno se transfiere a la capa más interna que es la capa facultativa, La capa facultativa como su nombre lo indica, ocasionalmente es aerobia y otras veces es anaerobia. Cuando el oxígeno es abundante en la columna externa y este gas alcanza a penetrar a esta capa, las bacterias facultativas degradan aeróbicamente el material orgánico presente en el agua residual convirtiéndolo a nuevas células y gases inocuos como CO2 y H2O. Durante la noche las algas no reciben energía solar, por lo que no producen oxígeno y por el contrario, lo consumen para seguir respirando, y consecuentemente esta capa es anaerobia. La capa que se encuentra en la parte más profunda de la laguna donde se está depositando el sedimento no recibe oxígeno, por lo que el proceso de degradación de materia orgánica en el fondo es anaerobio. En la zona de anaerobiosis se descompone el material orgánico inicialmente a ácidos orgánicos volátiles y posteriormente a otros productos terminales estabilizados como son el bióxido de carbono y el metano. Si no se termina la reacción de anaerobiosis o sea la conversión de los ácidos orgánicos a CO2 y CH4 en esta capa más interna, la conversión a productos estables se puede completar en la zona facultativa. Uno de los gases más ofensivos que se producen en las aguas residuales en condiciones anaerobias es el ácido sulfhídrico H2S, que resulta de la reacción en condiciones reductoras del azufre presente en la materia orgánica. Para que este gas no se emita al medio ambiente y se presenten malos olores, el azufre se deberá oxidar a sulfato SO4

-2, en la zona facultativa o aeróbica de la laguna. También en esta región aerobia el amoniaco gaseoso que se forma por descomposición del material orgánico es convertido inicialmente a nitritos NO2

- y posteriormente a nitratos NO3

-, evitando la emisión de gas amoniaco NH3 que tiene como característica un olor desagradable. De esta manera se tiene un proceso de simbiosis entre los diferentes microorganismos presentes en toda la laguna, y finalmente se puede obtener un agua bien depurada en un proceso en el cual, si se opera adecuadamente, no se presentan problemas de putrefacción y malos olores, ya que los gases que salen de la laguna son CO2 y CH4 principalmente. Una de las desventajas de este tratamiento es que el agua que se obtiene como efluente está depurada de material orgánico soluble (DBO), pero tiene un alto contenido de material suspendido en forma de algas y microorganismos autotróficos, por lo que si se requiere de incrementar la





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calidad del agua producida, éstos deberán ser removidos por uno o la combinación de más de un tratamiento como pueden ser: sedimentación, filtración, microfiltración, etc. Para Salónica se plantea como alternativa de tratamiento un sistema constituido por tratamiento preliminar, Reactor UASB y Laguna Facultativa, como se ilustra en la siguiente imagen:





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Imagen 8-7 Alternativa 3, Proceso de Tratamiento por Reactor UASB y Laguna Facultativa


Igualmente, para el manejo de los lodos se propone emplear lechos de secado con la función de eliminar de los lodos una cantidad suficiente de agua para que el resto se maneje como material sólido. De acuerdo con la Tabla E.4.2 de las normas RAS, las eficiencias que se puede lograr con un reactor UASB y en las lagunas facultativas son las siguientes: Reactor UASB:




• Eficiencia en la remoción de P = 30 al 40% Lagunas facultativas:



• Eficiencia en la remoción de P = 30%

8.5.2 Diseño Preliminar de las Alternativas de Tratamiento A continuación se presentan los diseños de los sistemas de tratamiento propuestos, entendiendo que para el empleo de cualquiera de estos modelos se hace necesario la construcción de un sistema de tratamiento preliminar capaz de remover lo relacionado con sólidos gruesos, arenas y un sistema de aforo que permita el control de excesos acompañado de un vertedero inicial de emergencia en caso de cierre o para evitar inundaciones a la planta en caso de colmatación de la rejilla, además de un lecho de secado por lo que estos sistemas serán diseñados una única vez.





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8.5.2.1 Diseño Tratamiento Preliminar El Tratamiento Preliminar para el Sistema de Tratamiento de Aguas Residuales del Corregimiento de Salónica, estará compuesto por una sola estructura de tratamiento capaz de manejar los caudales afluentes de aguas residuales. Las estructuras que hacen parte de este primer proceso de tratamiento, en orden de secuencia hidráulica del flujo son:

Canal de aducción

Aliviadero (Vertedero de rebose de emergencias)

Rejilla de cribado

Estructura de división de caudales a los desarenadores por medio de compuertas y canales

Estructura de desarenado con foso de almacenamiento y línea de evacuación de arenas, para remoción de humedad

Estructura de control de velocidad

Canal de unión de los dos trenes

Vertedero de excesos

Estructura de aforo y división de caudales

• Canal de Aducción El canal de aducción a la entrada del sistema está previsto para direccionar el agua proveniente de la llegada hacia los sistemas de cribado, este canal debe estar diseñado para que el flujo de entrada tenga una velocidad superior a los 0,30 m/s, para evitar sedimentación de materia orgánica. Esta dispuesto además para desarrollar en las afluencias de llegada a la planta unas condiciones hidráulicas estables, subcríticas y laminares, en este caso el número de Froude debe ser inferior a 0.90. Considerando el título E.4.4.2.4 de las normas RAS, la velocidad de aproximación a las rejillas debe estar entre 0,3 y 0,6 m/s. Por lo reducido del caudal, se adopta un valor de 0,3 m/s para la velocidad del agua en el canal. Los caudales del agua residual en la llegada a la PTAR son:

Caudal medio diario = 4,17 L/s Factor de mayoración = 3,34 Caudal máximo horario = 4,17 x 3,34 = 13,93 L/s

La profundidad del agua en el canal será: Sección del canal = rectangular Ancho del canal = 0,50 m Velocidad del agua = 0,30 m/s





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Área del flujo en el canal = Caudal / Velocidad Área del flujo en el canal = 0,01393 / 0,3 = 0,046 m2 Altura del agua en el canal = 0,046 / 0,5 = 0,093 m ≡ 0,09 m Borde libre escogido = 0,41 m Altura total del canal = 0,50 m Largo del canal = 1,95 m Aguas abajo de este canal se ubicará la rejilla de cribado, conservando las dimensiones antes propuestas, adicionalmente se utiliza para el apoyo de la plataforma de limpieza de la rejilla, la cual se describe más adelante.

• Vertedero de Rebose de Emergencias Este vertedero estará diseñado para cumplir con dos propósitos: el primero, evacuar el caudal excedente de entrada a la planta siempre cuando éste supere la capacidad del sistema, la altura a la cual se ubicará el fondo de la estructura dependerá del nivel ocasionado por la sección de control, ubicada aguas abajo del sistema de desarenado y el segundo propósito, como “by pass” para los mantenimientos o eventos de fuerza mayor que requiera cerrar el paso de agua hacia la planta, por lo que se lo diseña con el caudal total que ingrese a la planta. La ecuación fundamental de diseño de esta estructura será la fórmula de Francis, según se establece en la siguiente expresión:

Q = C x L x H 3/2 Dónde:

Q: Caudal de diseño de excesos, en m3/s C: Coeficiente de descarga de forma del Vertedero, 1,838 L: Longitud del vertedero, en m H: Altura de la lámina de agua, en m

Con el vertedero de rebose se controlará el caudal afluente a la estación de tratamiento. El caudal de exceso lo conformarán las aguas de infiltración y las aguas lluvias que como conexiones erradas transporta el sistema de alcantarillado sanitario. De acuerdo con la información obtenida del diseño del sistema de alcantarillado sanitario los caudales afluentes no residuales del sistema de alcantarillado son: Caudal de infiltración = 4,27 L/s Caudal conexiones erradas = 4,27 L/s Caudal de alivio = 8,54 L/s Asumiendo la longitud del vertedero de 50 cm, la altura de la lámina de agua será:

H = (Q / (C x L))2/3

H = (0,00854 / (1,838 x 0,50))2/3 = 0,05 m





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• Sistema de Rejilla Considerando el Título E.4.4.2 de las normas RAS, en el canal de entrada y como parte del sistema de pre-tratamiento del agua se instalará una rejilla de limpieza manual con ángulo de inclinación de 45º, con una separación entre barras de 3 cm; las barras serán de sección rectangular de media (1/2) pulgada de ancho en acero, lisas y recubiertas con pintura epóxica anticorrosiva. La rejilla estará conformada por 11 barras que ocupan un ancho total de 0,14 m aproximadamente, más 12 espacios libres con un ancho total de 0,36 metros, lo que generaría un ancho total de 0,50 metros. La rejilla se apoya sobre ángulos en “L” de 2” x 2” por 1/2” de espesor, empotrados a su vez en la placa de piso del canal y en las paredes mediante guías en acero inoxidable con perfil en “U” de 2” x 1/4” x 1/4”, en la parte superior se encontrará la bandeja de escurrido de los sólidos retenidos, la cual será en concreto reforzado de espesor 10 centímetros y dimensiones en planta de 0,60 x 0,60 metros de lados. Las dimensiones del canal donde se instalará esta rejilla son de 0,50 m de ancho por 0,50 m de altura efectiva total, la reja irá apoyada en la parte superior en la plataforma de limpieza. El cálculo de la pérdida de carga en la rejilla se efectúa por medio de la fórmula de Kirschmer de acuerdo con el título E.4.4.2.6 de las normas RAS.

2g

Vsen(b))

a

tk(h

24/3

f

Dónde:

hf: Perdida de carga o energía en m k: Factor que depende de la sección transversal de las láminas, 2.42 a: Espaciamiento entre barras en m, t: Espesor de barras o mayor dimensión en la sección normal al flujo en m b: Angulo de inclinación de la rejilla con la horizontal en grados, 45 º. V: Velocidad aguas en la rejilla en m/s V2/2g: Energía cinética o de velocidad del flujo en m. g: Aceleración de la gravedad, en m/s2

Caudal máximo horario = 13,93 L/s Ancho efectivo en el paso por la rejilla = B = 0,50 – 11 x 0,0127 = 0,36 m Profundidad media en el paso rejilla = 0,09 m Velocidad a través de la rejilla = V = 0,01393/(0,36 x 0,09) = 0,42 m/s Cabeza de velocidad = hv = V2/2g = 0,009 m

Pérdidas de carga en la rejilla:

hr = 2,42 x (0,0127/0,03)4/3 x seno(45) x 0,009 = 0,005 m





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• Canales Desarenadores Para el sistema desarenado se proyectan dos canales de sección rectangular, acompañado de una sección de control de velocidad de cresta delgada, la cual permite, garantizar una velocidad constante a lo largo del canal independientemente del caudal afluente con el fin de no permitir asentamiento de materia orgánica indeseables en esta parte del sistema, para ello siempre se conservará una velocidad cercana y por encima a los 0,30 m/s. Los parámetros de diseño de cada unidad son: Caudal medio actual de llegada a la planta = 4,17 L/s Caudal mínimo de afluencia a la planta (Qmín) = 0,70 L/s Caudal máximo horario de diseño de la planta = 13,93 L/s Caudal Total de Diseño de la estructura preliminar = 13,93 L/s Para tener una velocidad constante en el canal desarenador, la sección del canal será parabólica, en la cual el área viene dada por la siguiente expresión:

A = 2 . H . T/ 3 En donde,

A = Área de la sección, en m2 H = Altura de la sección, en m T = Ancho superior de la sección, en m

El diseño final de la sección parabólica, se ajustará a una sección con tramos rectos. Considerando el caudal de diseño, la altura del agua en el desarenador será:

Caudal máximo horario = 13,93 L/s Número de canales = 2 Caudal máximo diario por canal = 13,93/2 = 6,96 L/s Ξ 0,007 m3/s

La velocidad del agua en el desarenador se asume en 0,3 m/s de acuerdo con el Título E.4.4.4.3 de las normas RAS. Para los canales de desarenación se asume un ancho de 0,4 m.

Q = V . A = V . 2 . H . T/3

H = 3 * Q 2 * T * V

H = 3 * 0,007 = 0,087 m

2 * 0,40 * 0,3





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Aplicando la ecuación de Bernoulli e igualando la línea de energía en el desarenador y en la sección de control se llega al siguiente resultado:

Vc2/ 2g = 0,03 m

Profundidad crítica = Hc = 2 x Vc

2/ 2g = 2 x 0,03 = 0,059 m

Velocidad crítica = Vc = ( 2 x 9,81 x 0,03 )1/2 = 0,762 m

Área de la sección de control = Q/Vc = 0,007/0,762 = 0,009 m2 Ancho de la sección de control = Área sección / Hc = 0,009 / 0,059 = 0,15 m

Considerando el caudal medio por canal de desarenación de 0,0042 m3/s, el área de flujo en la sección de control será:

A = (Q2 . w /g)1/3

En donde w, es el ancho de la sección de control

A = (0,00422 x 0,15/ 9,81)1/3 = 0,00655 m2 La profundidad del flujo en la sección de control será: Hc = Área / w = 0,00655 / 0,15 = 0,042 m La profundidad del agua en el canal desarenador será: H = 3,1 . Hc/2 = 3,1 x 0,042/2 = 0,066 m

El ancho superior de la lámina de agua en el canal desarenador será:

T = 3 x 0,0042 / 2 x 0,066 x 0,3 =0,32 m Considerando el caudal máximo en el momento en que un canal de desarenación se encuentre fuera de servicio, con un valor igual al caudal máximo horario de 0,01393 m3/s, el área de flujo en la sección de control será:

A = (Q2 . w /g)1/3


A = (0,013932 x 0,15/ 9,81 )1/3 = 0,01452 m2 La profundidad del flujo en la sección de control será:





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Hc = Área / w = 0,01452 / 0,15 = 0,094 m La profundidad del agua en el canal desarenador será: H = 3,1 . Hc/2 = 3,1 x 0,094 / 2 = 0,145 m


T = 3 x 0,0139 / 2 x 0,145 x 0,3 =0,48 m

• Longitud de la Cámara Desarenadora La longitud de la cámara desarenadora se calcula considerando el diámetro de la partícula a remover, para este caso se considera una partícula de arena con diámetro de 0.21 mm (tamiz 65) o mayores; la velocidad de sedimentación de esta partícula se calcula por medio de la ley de Stokes para una densidad relativa de 2,65 y se obtiene un valor de 1,15 m/minuto. De acuerdo a la relación de velocidades y geometría (altura y largo del desarenador) se obtiene:

L/VH = H/VS Dónde:

L: Longitud o largo del canal, en metros. VH: Velocidad Horizontal en el canal, 0,30 m/s. VS: Velocidad de Sedimentación, en m/s. H: Altura de la lámina de agua, en metros.

De donde la longitud a lo largo del canal será:

L = H x VH / VS La altura de lámina de agua más desfavorable será la que se presente durante el caudal máximo horario al horizonte de diseño, ya que necesitará más longitud la partícula para decantar hasta el fondo del canal. Por lo tanto:

Altura de la lámina de agua para Q max horario = 0,087 m Velocidad horizontal de diseño = 0,30 m/s Velocidad vertical de sedimentación de la partícula = 1,15 m/minuto L = 0,087 m x 0,30 m/s x 60 / 1,15 m/min = 1,36 m

El Tiempo de retención hidráulico es:





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TRH = L / VH Donde,

TRH = Tiempo de retención hidráulico, segundos L = Longitud del canal desarenador, m VH = Velocidad horizontal en el canal (0,30 m/s)

TRH = 1,36 m / 0,30 m/s = 4,54 segundos

Debido a que la longitud del desarenador con relación a la velocidad horizontal en el canal, no garantiza el tiempo de retención mínimo de 20 segundos, se recalcula la longitud. La longitud de la cámara es:

L = TRH x VH L = 20 s x 0,30 m/s = 6 m

La tasa de desbordamiento superficial será: Tasa superficial = Q / As En donde Q es el caudal máximo horario y As es el área superficial

Q = 13,9 L/s x 86.400/1000 = 1.203,4 m3/día As = 6 x 0,40 x 2 = 4,8 m2 Tasa desbordamiento superficial = 1.203,4/4,8 = 250,7 m3/m2.d

8.5.2.2 Alternativa 1: Reactor UASB y Sedimentador Secundario a. Reactor Anaerobio de Flujo Ascendente y manto de Lodos UASB Para el caso de Salónica, se proyectan dos reactores de sección cuadrada en concreto reforzado. Es importante resaltar que este sistema de tratamiento al trabajar con bajas cargas orgánicas presentes en las aguas residuales domésticas (DQO<500 mg/l), tendrá como limitante del proceso la carga hidráulica (Lettinga y Hulshoff, 1995a; Van Haandel y Lettinga, 1994 y Lettinga et. al. 1980).

• Análisis de los Datos de Temperatura del Ambiente Según Van Haandel y Lettinga (1994), la temperatura es el factor ambiental de mayor importancia en la digestión anaerobia de las aguas residuales domésticas, dependiendo ésta





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del clima de la región. La temperatura óptima para la digestión anaerobia oscila entre 20ºC y 35ºC, de este modo, el proceso es atractivo para regiones tropicales o subtropicales, donde la temperatura del agua residual doméstica no esté por debajo de los 18ºC (Vieira, 1989). Lettinga et. al. (1983) presentan una guía tentativa para la capacidad de diseño de los Reactores RAFA - MC (UASB) en base a la temperatura. Tabla 8-17 Valores Aproximados de Carga Orgánica Volumétrica en Relación con la Temperatura

Ambiente

TEMPERATURA °C CARGA ORGÁNICA VOLUMÉTRICA Kg

DQO/m3-dia

40 15 – 25

30 10 – 15

20 5 – 10

15 2 – 5

10 1 – 3

Fuente: Lettinga et. Al. (1983)

Para el corregimiento de Salónica, la temperatura media es de 20,70ºC, por lo tanto, a partir de las relaciones presentadas en la Tabla 8-17 Valores Aproximados de Carga Orgánica Volumétrica en Relación con la Temperatura Ambiente, se adoptará una carga orgánica que oscila en un rango de 5 a 10 Kg DQO/m3.d. Van Haandel y Lettinga (1994), demostraron que trabajando con aguas residuales diluidas, no es práctico aprovechar el metano producido como combustible para calentar el afluente, resultando una posibilidad atractiva construir el reactor bajo tierra para mantener una temperatura constante y ligeramente mayor que la temperatura ambiente, por tanto, para garantizar la temperatura requerida y así alcanzar altas eficiencias en el proceso de tratamiento, el reactor RAFA - MC (UASB) se construirá enterrado o semienterrado.

• Volumen del Reactor El volumen del reactor se determina de acuerdo con el Título E.4.7.7.6 de las Normas RAS en el cual se establece para el caso de aguas residuales diluidas (< 1500 mg/L DQO) como es el caso del Corregimiento de Salónica, el diseño debe efectuarse considerando el tiempo de retención hidráulico. La temperatura influye en la velocidad del proceso de digestión, por lo que el Tiempo de Retención Hidráulica se estima de acuerdo con el Título E.4.7.7.1, Tabla E.4.26 en la cual se establece:





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Tabla 8-18. Tiempos de Retención Aplicables en Relación con la Temperatura Operacional

Rango de Temperatura (ºC)

Tiempo de detención hidráulica (h)

Promedio diario Máximo durante 4 a 6

horas

16 - 19 10 - 14 h 7 - 9 h

20 - 26 6 - 9 h 5 - 7 h

> 26 > 6 h > 4 h

Fuente: Tabla E.4.26 Normas RAS-2000 Titulo E.

Considerando una temperatura promedio de 20,7°C para el corregimiento de Salónica, se adopta un tiempo promedio de retención de ocho horas, que puede llevar una remoción hasta del 80 % en la DBO5

Vr = Ɵ x QD

Donde,

Vr = Volumen del Reactor, en m3 Ɵ = Tiempo de retención hidráulico, en horas QD = Caudal de diseño correspondiente al caudal máximo semanal, m3/día

Caudal máximo semanal = Qmedio diario x Factor de mayoración

Caudal máximo semanal = 4,17 L/s x 1,16 = 4,84 L/s

Q = 4,84 L/s x 86,4 = 417,93 m3/día.

Vr = 8 hora x 1 día / 24 horas x 417,93 m3/día = 139,31 m3 Se diseñan dos reactores trabajando en paralelo, el volumen de cada uno es de 69,66 m3

• Altura del Reactor De acuerdo con el Título E.4.7.7.2 de las normas RAS, el reactor estará dividido en dos partes, una inferior denominado zona de digestión, donde ocurren las reacciones de descomposición que tendrá una altura de 4,0 m y uno superior en donde ocurre la sedimentación de los lodos con 2 m de altura. Por lo que la altura total del reactor será de 6,0 m.

• Dimensiones del Reactor Como se mencionó anteriormente la altura total del reactor será de 6,0 metros, por lo tanto el área de cada reactor será:





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Ar = Vr / Ht Donde,

Ar = Área del Reactor, en m2

Vr = Volumen del Reactor, en m3 Hr = Altura total del Reactor, en m Ar = 69,66 m3/ 6,0 m Ar = 11,61 m2

El reactor será cuadrado: El lado de los módulos de sedimentación será:

a = (Ar )1/2 a = (11,61 m2)1/2 a = 3,41 ≡ 3,5 m. Volumen ajustado = 3,5 x 3,5 x 6 = 73,5 m3

• Separador Gas – Sólido – Líquido Esta estructura permite dividir el reactor en dos espacios: el inferior que presenta una alta turbulencia debido al gas y el superior en donde se realiza la sedimentación y que presenta baja turbulencia. El separador se diseña de acuerdo con el Título E.4.7.7.3 de las Normas RAS. El manejo de gases es de importancia en instalaciones para tratamientos anaerobios, pues el biogás tiene mal olor, además de que a menudo se considera necesario quemar el metano producido. Este metano es un gas que ayuda a producir el llamado efecto invernadero, por lo que su emisión se considera negativa para el medio ambiente, pero en realidad este efecto solo sería significativo para producciones muy grandes de metano. Para determinar la producción de gas metano, se plantea la siguiente ecuación:

VCH4 = 0,35 x (1 – 1,22 Y) x (dS/dt) x V x (273 / (273 + T°C) Donde,

VCH4 = Volumen de metano producido, L/día Y = Coeficiente de producción, gr SSV / gr DQO dS/dt = Tasa de metabolización de sustrato, gr/m3- día. V = Volumen del reactor, en m3 T = Temperatura media mensual, en °C 0,35 = Litros de Metano producido por gr DQO removido.

La tasa de metabolización del sustrato será:

dS/dt = E % x 1,5 x So / (TRH /24)





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De donde,

E % = Eficiencia de remoción de DBO5 So = Concentración de DBO5 al ingreso del reactor, en mg/L TRH = Tiempo de retención hidráulico, en horas

dS/dt = 75,25/100 x 1,5 x 200 / (8 /24) = 677,25 gr/m3/día

El volumen total de metano producido es:

VCH4 = 0,35 x (1 – 1,22 x 0,21) x (677,25) x 73,5 x 2 x (273 / (273 + 20,70) VCH4 = 24090,69 L/día = 0,77 m3/hora

El volumen de gas metano para cada reactor se de 0,39 m3/hora Como la proporción de metano en el biogás es aproximadamente el 65%, el caudal total de biogás producido es de:

Vbiogas = VCH4 / n Donde,

VCH4: Volumen de Metano Producido, m3/hora. n: Concentración de metano en el biogás.

Vbiogas = 0,77 / 0,65 Vbiogas = 1,19 m3/hora

El caudal de biogás producido en cada rector es de 0,59 m3/hora El área de recolección para los gases en cada reactor se determina con la siguiente expresión:

Agas = Qgas / Vgas

Donde,

Qgas = Caudal de gas en el reactor, en m3/hora. Vgas = Velocidad de gas, en m3/m2/hora

Teniendo en cuenta que la máxima de gas permisible según el RAS 2000, numeral E.4.7.7.6.3, es de 1 m3/m2/hora, se asume como velocidad de salida de gases 0,30 m3/m2/hora, por lo tanto el área de recolección para los gases de cada reactor será:

Agas = 1,19 / 0,30 Agas = 3,94 m2

El área de recolección de cada reactor es de 1,97 m2.





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Lo que significa que el porcentaje de área de recolección de gas será: %Agas = Agas / As Donde,

Agas = Área de recolección para cada reactor, en m2 As = Área superficial de cada reactor, en m2

%Agas = 1,97 / 12,25 %Agas = 0,1610 = 16,10 %

De acuerdo al RAS 2000, este porcentaje debe estar entre 15 – 20% de área superficial de cada reactor, lo que se demuestra el cumpliendo de esta condición. Como se proyecta un área de recolección para cada reactor, el ancho de la recolección de gases será:

Bgas = (Agas / N x L) Donde, Agas: Área de recolección para cada reactor, en m2 N: Numero de Áreas de recolección. L: Longitud de sedimentación, en m. Bgas: (1,97 / 1 x 3,50) Bgas: 0,56 m ≡ 0,60 m

• Tasa de Carga Superficial

Considerando el Título E.4.7.7.3 de las Normas RAS, la carga superficial debe estar alrededor de 0,7 m/h. La velocidad superficial máxima admisible, se calcula mediante la siguiente expresión:

V = Q / As

Donde,

V = Velocidad superficial del flujo, en m/h A = Área superficial, en m² Q = Caudal medio de diseño en cada reactor, en m3/día

V = 208,97 m3/día x 1 día / 24 horas / 12,25 m2 = 0,71 m/h





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• Eficiencia de Remoción Reactor UASB Para este sistema de tratamiento de aguas residuales domésticas, se pueden alcanzar rendimientos de entre 65% - 80% en la remoción de DBO5. Por lo tanto, en base a datos experimentales, las eficiencias del tratamiento se pueden calcular así:

% Remoción DBO5 = (1 – 0.70 x Ɵ-0,50) x 100 % Remoción SST = (1 – 0.68 x Ɵ-0,35) x 100

Donde, Ɵ: Tiempo de retención hidráulico, en horas

% Remoción DBO5 = (1 – 0.70 x 8-0,50) x 100 = 75,25 % % Remoción SST = (1 – 0.68 x 8-0,35) x 100 = 67,16%

La concentración de DBO en la salida del reactor UASB es 49,50 mg/L, y la concentración de SST en la salida del mismo es 65,68 mg/L.

b. Sedimentador Secundario El tanque se sedimentación se diseñara para el caudal máximo semanal del periodo de diseño (4,84 L/s), la carga hidráulica superficial se adopta según la tabla E.4.15 del RAS 2000 y los valores oscilan entre 16 y 32 m3/m2/día, por lo que se asume de 16 m3/m2/día. Así se tiene: Caudal afluente al sedimentador secundario: 4,84 L/s Numero de sedimentadores: 2 unidades Caudal afluente a cada sedimentador secundario: 2,42 L/s Caudal afluente a cada sedimentador secundario: 208,97 m3/d Carga hidráulica superficial del sedimentador: 16 m3/m2-dia Área Total de Sedimentación: 26,12 m2 Área Superficial de cada Sedimentador Final 13,06 m2 Diámetro interno efectivo del Sedimentador: 4,10 m Profundidad Hidráulica Total: 3,00 m Volumen de Sedimentación: 39,60 m3

El tiempo de retención hidráulico en el sedimentador es:

Trh = V / Q De donde, V: Volumen de Sedimentación, en m3 Q: Caudal Afluente a los sedimentadores, en m3/día

Trh = 39,60 / 208,97





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H = 0,19 días H = 4,55 horas

La remoción teórica de DBO5 para sedimentación secundaria se encuentra entre 30 y 40%, y para sólidos suspendidos entre 50 y 65%, por lo que se asume como remoción del 35% en DBO5

y 55% en SS. Por lo tanto, la concentración del efluente será:

Se = So x (1 – E%/100) De donde, Se: Concentración de DBO y SS del efluente, en mg/L So: Concentración de DBO y SS del afluente, en mg/L E%: Eficiencia teórica de remoción, en %

Se(DBO5)= 49,50 x (1 – 35/100) SeDBO5 = 32,18 mg/L

Se(SS)= 65,68 x (1 – 55/100) SeDBO5 = 29,56 mg/L

c. Lecho de Secado Se determina según el numeral E.4.10.7.2 del RAS-2000, donde según la Tabla E.4.46 aparecen valores de área requerida en m2 por habitante según el tipo de lodo. Según dicha tabla, se adopta un valor de 0,05 m2/hab. Para una población proyectada para Salónica de 3919 habitantes se requiere 195,95 m2. Debido a que el proceso de tratamiento es de tipo anaerobio, es claro que es bastante más eficiente que un tratamiento de tipo aerobio, por lo anterior solo se genera aproximadamente el 20% de los lodos que se proyectan inicialmente, por lo tanto el área de los lechos será de 39,19 m2. Constructivamente se establece un área de 40,00 m2 (6,30 m x 6,30 m). Los lechos para la deshidratación de los lodos están conformados por tres capas de grava de 0,10 m de espesor cada una que van variando en granulometría de la parte inferior a superior de grava gruesa a grava fina; dos capas de arena, la inferior es de tamaño grueso de 0,05 m de espesor y la superior de tamaño fino de 0,15 m de espesor; y una capa de ladrillo tolete encima. Los lodos ingresaran por la parte superior con una tubería de impulsión de 4” de diámetro proveniente del sistema de bombeo de lodos. Los lixiviados son captados por un sistema de tuberías perforadas y colocadas en forma de espina de pescado en el fondo de los lechos; los líquidos captados son transportados por gravedad a una cámara para recolección, desde donde serán conectados al sistema de desagüe general de la PTAR.

d. Eficiencia de Remoción





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La eficiencia conjunta de la alternativa de tratamiento por Reactor Anaerobio de Flujo Ascendente y Manto de Lodos UASB seguido de sedimentador secundario es: La remoción en DBO5 es: %E = (200 – 32,18) / 200 = 83,91% La remoción en sólidos suspendidos es: %E = (200 – 29,56) / 200 = 85,22%

8.5.2.3 Alternativa 2 (Tanque Imhoff y Filtro anaerobio) a. Tanque Imhoff Se diseña un Tanque Imhoff rectangular provisto de una cámara de sedimentación, zonas laterales para el escape de gases y retención de espumas y sólidos flotantes, en la parte inferior se dispone de una tolva para el almacenamiento de lodos digeridos. La geometría de tanque es tal que se cumplan ciertas relaciones óptimas para cumplir con las pendientes mínimas en la tolva de almacenamiento de lodos, pendiente de las pantallas inclinadas, longitud de los vertederos de rebose y tiempos de retención.

• Zona de Sedimentación En esta cámara se removerá gran parte de la materia orgánica asociada con los sólidos suspendidos sedimentables, los cuales resbalarán por las paredes inclinadas del fondo de la cámara de sedimentación pasando a la cámara de digestión a través de una ranura con traslape que se diseñará en el fondo de la cámara. El traslape tiene como función la de impedir que los gases que se producen en el proceso de digestión de la materia orgánica, interfieran con el proceso de sedimentación de la materia orgánica. El diseño del compartimento de sedimentación se realizará considerando los criterios de diseño dados en las normas RAS 2000 en el numeral E.3.5.6.

De acuerdo con el título E.2.2.4 de las normas RAS el caudal de diseño será el caudal máximo semanal



QD = 4,84 L/s x 86,4 = 418,18 m3/día.





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Considerando una tasa de desbordamiento superficial de 25 m3/m2/día de acuerdo con el título RAS E.3.5.6.4.1 y un tiempo de retención de 2 horas, se tiene:

Caudal de diseño = 418,18 m3/día Número de estructuras = 2 Caudal por estructura = 417,93 / 2 = 209,09 m3/día Área superficial = Q / Carga superficial = 209,09 / 25 = 8,36 m2

Volumen zona de sedimentación = Q x T = 2,42 L/s x 3600 s/hora x 2 horas = Volumen = 17424 L Ξ 17,42 m3

Adoptando una relación longitud a ancho de 3:1 según norma RAS E.3.5.6.3.1 se tiene:

A = L x B = 3B2 = 8.36 m2 B = (8.36 / 3)1/2 = 1,67 m Ξ 1,70 m L = 8,36 / 1,7 = 4,92 m Ξ 5,0 m

Con el fin de facilitar el paso de los sólidos sedimentables hacia la zona de digestión, se proyecta una inclinación de 45° en las paredes del fondo de la cámara de sedimentación. Considerando un ancho de 1,70 m del canal de sedimentación, la altura de la zona de lodos del compartimento de sedimentación será:

H1 = B/2 x tan (45°) H1 = 1,70 m / 2 x tan (45°) = 0,85 m Volumen zona de lodos = (0,85 x 1,70 / 2) x 5,0 = 3,61 m3

La altura de la zona de sedimentación será:

H2 = (V - Vb) / (B x L) Donde,

V: Volumen zona de sedimentación, en m3 Vb: Volumen zona de lodos, en m3 B: Ancho de la zona de sedimentación, en metros. L: Largo zona de sedimentación, en metros.

H2 = (17,42 m3 – 3,61 m3) / (1,70 m x 5,0 m) = 1,62 m





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• Diseño Cámara de Digestión de Lodos El volumen de la cámara de digestión de lodos se calculará de acuerdo con el procedimiento seguido en la Guía de Diseño de tanques sépticos, tanques Imhoff y lagunas de estabilización de la OPS y del CEPIS. El volumen del digestor se calcula mediante la siguiente expresión:

Vd = 70 x P x fcr /1000 Donde,

Vd: Volumen del digestor, en m3

P: Población, habitantes fcr: Factor de capacidad relativa

El factor de capacidad relativa de acuerdo con el documento del CEPIS se calcula de acuerdo con la siguiente Tabla:

Tabla 8-19 Valores del Factor de Capacidad Relativa Según la Temperatura

TEMPERATURA °C FACTOR DE CAPACIDAD RELATIVA

5 2,0

10 1,4

15 1,0

20 0,7

>25 0,5

Fuente: Guía para el diseño de tanque séptico, tanque Imhoff y lagunas de estabilización, OPS/CEPIS

Considerando una temperatura de 20,7°C para el Corregimiento de Salónica, se obtiene un valor de 0.69 para el Factor de capacidad relativa. El volumen de la zona de digestión será:

Población de diseño = 3.919 habitantes

Vd = 70 x 3.919 x 0,69 /1000 Vd = 189,29 m3 Volumen zona digestión por tanque = 189.29 / 2 = 94,64 m3

Ancho total del Tanque Imhoff será:





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BT = B + 2 (Bb + Sm) Dónde,

BT: Ancho total del Tanque Imhoff, en m B: Ancho zona de sedimentación, en m Bb: Ancho de las paredes Bafles, en m Sm: Ancho zona de ventilación, en m

BT = 1,70 m + 2 (0,15 m + 0,80 m) = 3,60 m

Área superficial:

AS = (B + 2 (Bb + Sm)) x L

Dónde,

AS: Área superficial, en m2 B: Ancho zona de sedimentación, en metros. Bb: Ancho de las paredes, en metros. Sm: Ancho zona de ventilación, en metros. L: Largo zona de sedimentación, en metros.

A cada uno de los lados de la zona de sedimentación, se dejarán dos canales para permitir la salida de los gases que se producen como producto de la descomposición anaeróbica de la materia orgánica. Los canales serán de 0,80 m de ancho.

AS = (1,70m + 2 (0,15 m + 0,80 m)) x 5,0 m = 18,0 m2

De acuerdo a la geometría de la tolva en la zona de digestión asumiendo una pendiente del fondo de 15° y dejando una base en el fondo de 0,60 m, el volumen y las dimensiones serán: Altura de la tolva:

H3 = (3,60-0.6) / 2 m /2 x tan (15°) = 0,40 m El volumen de la tolva en la zona de digestión será:

VTolva = (0,40 m x ((3,60-0.6)/2) m x 5,0 m) + 0.60 x 0.40 x 5 = 4,20 m3 La altura de la zona de digestión será:


V: Volumen zona de digestión, en m3





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Vb: Volumen zona de lodos en zona de digestión, en m3 B: Ancho del Tanque, en metros. L: Largo zona de sedimentación, en metros.

H4 = (96,02 m3 – 4,20 m3) / (3,60 m x 5,0 m) = 5,02 m

Entre la zona de sedimentación y la zona de digestión se dejará una altura de 0,50 m

• Altura Tanque Imhoff La profundidad total del tanque Imhoff es:

HT = H1 + H2 + H3 + H4 + H5 + H6 Dónde:

HT: Profundidad total del Tanque Imhoff, en m H1: Altura zona de lodos del sedimentador, en m H2: Altura de la zona de sedimentación, en m H3: Altura tolva de lodos zona de digestión, en m H4: Altura recta zona de digestión, en m H5: Altura entre zona sedimentador y zona digestión, en m H6: Altura de los bafles de espumas, en m

HT = 0,85 m + 1,62 m + 0,40 m + 5,02 m + 0,50 m + 0,30 m = 8,7 m

• Diseño Zona de Ventilación del Gas Para la ventilación de los gases que se producen en la zona de digestión se proyectan dos canales a cada lado de la zona de sedimentación. Área de ventilación:

AV = Sm x L x 2 Dónde:

AV: Área de ventilación, en m2

Sm: Ancho zona de ventilación, en m L: Largo zona de sedimentación, en m

AV = 0,80 m x 5,0 m x 2 = 8,0 m2 El porcentaje del área de ventilación con respecto al área superficial es:

% del Total = AV / AS





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Donde,


AS: Área Superficial, en m2

% del Total = 8,0 m2 / 18 m2 = 44,44 %

• Vertedero de Salida En la parte final de la zona de sedimentación existirá un vertedero frontal para la salida del agua. La carga hidráulica sobre el vertedero de salida será:

Carga hidráulica = Q / L = 209,09 m3/día / 1,70 m = 123 m3/día-ml

Longitud del vertedero de salida = 1,70 m Carga hidráulica sobre el vertedero = ( Q / C . L )2/3

Carga hidráulica = ((2,42/1000) / (1.838 x 1.7))2/3 = 0.008 m Ξ 0,01 m

• Eficiencia de Remoción Para este sistema de tratamiento de aguas residuales domésticas, se pueden alcanzar rendimientos de entre 40% - 60% en la remoción de DBO5. Por lo tanto, en base a datos experimentales, las eficiencias del tratamiento se pueden calcular así:

% Remoción DBO5 = (1 – 0.70 x Ɵ-0,50) x 100 % Remoción SST = (100/ Ɵ +10)/100

Dónde:

Ɵ = Tiempo de retención hidráulico, en horas

% Remoción DBO5 = (1 – 0.70 x 2-0,50) x 100 = 50,50 % % Remoción SST = (100/ 2 + 10)/100 = 60 %

La concentración de DBO en la salida del tanque Imhoff es 99,00 mg/L, y la concentración de SST en la salida del mismo es 80,00 mg/L.

b. Filtro Anaerobio de Flujos Ascendente (FAFA) El proceso de tratamiento secundario es uno de los componentes más importantes del sistema, debido a sus altas eficiencias de remoción de materia orgánica y retención de partículas suspendidas.





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La filtración anaeróbica tiene múltiples ventajas con respecto a los otros sistemas debido a la facilidad de mantenimiento, no requiere trabajos especializados de arranque bacteria, y utiliza la gravedad como elemento impulsor del flujo. El filtro anaeróbico consiste en un tanque de concreto de sección rectangular o circular, el cual contiene material granular que sirve como medio de contacto. En la base del tanque se construye una cámara difusora para permitir una mejor distribución del agua residual a depurar, el cual asciende por entre los intersticios del medio de contacto y forma con el tiempo una película biológica activa que degrada en forma anaeróbica parte de la materia orgánica contenida. El material filtrante debe tener la granulometría más uniforme posible, pudiendo variar entre 0,04m a 0,07m o ser adoptada piedra No. 4 (50 a 76mm de diámetro). Para este caso, el medio de contacto es plástico, es un anillo con 20 cavidades fabricadas en Polipropileno, material que garantiza su durabilidad y resistencia al ataque de los hongos y bacterias. Que comparado con el sistema de gravas clasificadas presenta las siguientes ventajas:

Disminuye la frecuencia de mantenimiento de 2 veces al año cuando el medio es piedra a 1 vez cada 6 años en sistemas convencionales de tratamiento de aguas residuales domésticas.

El Medio Filtrante plástico tiene un peso de apenas 40 Kg/m3 por lo tanto las estructuras de los tanques que sostienen el medio filtrante ya no requieren un refuerzo estructural extremo y el transporte e instalación del material se facilita.

El área superficial es mayor y por lo tanto favorece el crecimiento de biomasa mejorando la eficiencia de remoción de un 60% cuando el medio es piedra hasta un 80% con medio plástico.

Gracias a la forma y al diseño del medio de contacto, se puede garantizar un área superficial mayor para un crecimiento de bacterias superior puesto que este diseño no permite que se desperdicie área en el contacto entre pieza y pieza, situación que con la grava es imposible puesto que en el contacto entre roca y roca, se pierde aproximadamente el 60% de área superficial.

Como el medio de contacto es plástico tiene un mayor número de vacíos, requieren un área menor comparados con los filtros que utilizan grava.

El medio de contacto plástico es amable con el medio ambiente, ya que evita la extracción de material (Grava) de los ríos, es de muy larga durabilidad y es reciclable.





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El dispositivo de salida debe consistir en un vertedero tipo canalón, debe pasar por el centro de la sección y situarse en una cota que mantenga el nivel del efluente a por lo menos 0.15m por encima del lecho filtrante. Para el dimensionamiento del filtro, se tomara como principal criterio el tiempo de retención hidráulico y el caudal de diseño es el caudal máximo semanal del periodo de diseño es decir 4,84 L/s. Los datos del diseño para el filtro anaerobio son:

✓ Caudal Q = 0,00484 m3/s ✓ Numero de Filtros = 2 ✓ Caudal por unidad = 0,00242 m3/s ✓ Tiempo de retención hidráulica TRH = 5,25 horas ✓ Altura del lecho filtrante hf = 1,80 m ✓ Altura columna del fluido por encima del lecho hl = 0,20 m ✓ Altura falso fondo hff = 0,40m ✓ Borde libre por encima de la columna húmeda hbl = 0,20 m

• Diseño del Filtro Anaerobio Ascendente El Filtro anaerobio de flujo ascendente se diseña teniendo en cuenta el Título E.4.7.9 de las normas RAS. El volumen útil de filtración se determina mediante la expresión:

Vuf = Q x TRH Donde,

Vuf: Volumen del útil del filtro, en m3 Q: Caudal de diseño del filtro, en m3/s TRH: Tiempo de retención hidráulico, en horas

De acuerdo con la Tabla E.4.29 el tiempo de retención hidráulica de diseño para una DBO media de 190 mg/L será:

Td1 = 4,0 horas Td2 = 6,5 horas Td = (4,0 + 6,5) / 2 = 5,25 horas

Adoptando un tiempo de retención de 5.5 horas se tiene: Vuf = 2,42 x 10-3 m3/s x 3600 s/hora x 5.5 horas = 47.92 m3





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Asumiendo la altura del lecho de 1,80 m, la sección superficial necesaria es

S = Vuf / hu

Donde,

S: Área de filtración, en m2 Vuf: Volumen del útil del filtro, en m3 hu: Altura de lecho, en m

S = 47.92 m3 / 1,80 m = 26.62 m2

Los filtros serán de forma circular lo que el diámetro será:

D = (4 x S / ∏)1/2

Donde,

D: Diámetro del filtro, en m S: Área del filtro, en m2 D = (4 x 26,62 m2 / ∏)1/2 = 5,82 m

Se adopta 5,85 m de diámetro La altura total del filtro es:

H = hf + hl + hff + hbl Donde, hf: Altura lecho filtrante (m)

hl: Altura columna del fluido por encima del lecho (m) hff: Altura falso fondo (m) hbl : Borde libre por encima de la columna húmeda (m) H = 1,80 + 0,20 + 0,40 + 0,20 = 2,60 m

• Perdidas en el Filtro Pérdidas en el Falso Fondo: Para el ingreso del agua residual, el fondo del tanque es separado de la sección donde se soportarán los materiales plásticos octogonales, la placa de concreto tendrá orificios de dos pulgadas de diámetro especiados cada 0,15 metros. Pérdida de carga en el falso fondo hff





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hff = Qo2 / (C2 x Ao

2 x 2 x g ) Donde,

C: constante pérdidas en flujo a través de orificios = 0,6 Qo: Caudal por cada orificio

Qo = Q / N Qo = 2,42 x 10-3 m3/s / 625 = 3,872 x 10-6 m3/s

Ao: Área de cada orificio

Ao = π x D2 / 4 Ao = π x 0,05082 / 4 = 2,027 x 10-3 m2

hff = (3,872 x 10-6 m3/s)2 / (0,62 x 2,027 x 10-3 m2 x 2 x 9,81 m/s2 ) = 5,17 x 10-7 m hff = 3,22 x 10-4 m, Las pérdidas son despreciables.

Pérdidas en el Medio Filtrante: La pérdida en el medio filtrante es:

hmf = Va x Lr / 3 Donde,

Va: Velocidad Ascensional, m/min Lr: Profundidad medio filtrante, m

Va = 2,42 x 10-3 m3/s / 26,62 m2 x 60 s/min = 0,0055 m/min

hmf = 0,0055 m/min x 1,80 m / 3 = 0,0033 m

Perdidas de Carga en la Entrada del Falso Fondo hme = Ve

2/(2 x g) Donde,

hme: Perdida de carga en la entrada del falso fondo, en m Ve: Velocidad a la entrada, en m/s g: Gravedad, en m/s2

La velocidad a la entrada se la calcula mediante la siguiente expresión:

Ve = Q/Ae





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Dónde:

Q = Caudal de diseño, en m3/s Ae = Área de entrada, en m2 Ve = 2,42 x 10-3 m3/s /1,11 m2 = 0,002 m/s hme = (0,002 m/s )2/(2 x 9,81 m/s2) = 2,04 x 10-7 m

Las pérdidas generales en el filtro son:

Ht = hff + hmf + hme Dónde:

Ht = perdidas en el filtro, en m. hff = perdidas en el falso fondo, en m. hmf = perdidas en el medio filtrante, en m. hme = Perdida de carga en la entrada del falso fondo, en m

Ht = 3,22 x 10-4 m + 0,0033 m + 2,04 x 10-7 m = 0,0032 m

• Salida del Efluente El efluente será evacuado mediante una canaleta cuadrada recolectora, en fibra de vidrio en la parte superior del filtro, las dimensiones de la canaleta son: Ancho de la canaleta: 0,15 m Caudal en la canaleta: 2,42 L/s La lámina de agua sobre la canaleta es:

hc = ( 73 x K x Qc / bc )2/3 Dónde:

K = Factor de mayoración del caudal, para que la canaleta no trabaje ahogada, se adopta 1,3 Qc = Caudal en la canaleta, en L/s bc = Ancho de la canaleta, en cm

hc = ( 73 x 1,3 x 2,42 / 15 )2/3 = 6,2 cm

La profundidad total de la canaleta será de 15 cm.





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• Eficiencia Para este sistema de tratamiento de aguas residuales domésticas, se pueden alcanzar rendimientos de entre 65% - 80% en la remoción de DBO5. Por lo tanto, en base a datos experimentales, las eficiencias del tratamiento se pueden calcular así:

% Remoción DBO5 =1 / (1 + 0,4425 x (CCA/Vu)0,50) x 100 % Remoción SST = (1 – 1/ Ɵ )/100

Dónde:

CCA: Carga contaminante afluente, Kg/día. Vu: Volumen útil del filtro, en m3 Ɵ: Tiempo de retención hidráulico, en horas

% Remoción DBO5 =1 / (1 + 0,4425 x (17,62/47,92)0,50) x 100 = 80,36 % % Remoción SST = (1 – 1/ 5,5 )/100 = 81,82 %

La concentración de DBO en la salida del filtro anaerobio es 19,44 mg/L, y la concentración de SST en la salida del mismo es 14,54 mg/L.

c. Lecho de Secado Se determina según el numeral E.4.10.7.2 del RAS-2000, donde según la Tabla E.4.46 aparecen valores de área requerida en m2 por habitante según el tipo de lodo. La determinación del área del lecho, la composición del lecho y el manejo de lixiviados se presentó en el numeral 8.5.2.2.

d. Eficiencia de Remoción La eficiencia conjunta de la alternativa de tratamiento por Tanque Imhoff y Filtro Anaerobio de Flujo Ascendente es: La remoción en DBO5 es:

%E = (200 – 19,44) / 200 = 90,28% La remoción en sólidos suspendidos es:

%E = (200 – 14,54) / 200 = 92,73%

8.5.2.4 Alternativa 3 (Reactor UASB y Laguna Facultativa)





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a. Reactor Anaerobio de Flujos Ascendente y Manto de Lodos (UASB) b. Laguna Facultativa Hay diferentes métodos para calcular la carga orgánica superficial, la cual se incrementa con la temperatura. La siguiente ecuación presentada por McGarry y Pescod (1970) representa la máxima carga que puede aplicarse a una laguna facultativa antes de que decaiga, es decir antes que se convierta en anaerobia.

smax = 60,30 (1.099)T Donde,

smax: Carga orgánica superficial en Kg DBO5/ha día T: Temperatura media mínima mensual del aire, 16,80 ºC

Arthur (1983) recomienda la siguiente ecuación de diseño.

smax = 20 T – 60 Donde,

smax: Carga orgánica superficial en Kg DBO5/ha día T: Temperatura media mínima mensual del aire, 16,80 ºC

Sin embargo, esta ecuación es muy liberal, particularmente para temperaturas por debajo de los 20 ºC, donde se obtienen valores demasiado cercanos a la curva de crecimiento. Gloyna (1973), presenta la siguiente ecuación para estimar la carga superficial máxima que puede soportar una laguna facultativa:

smax = 357.4 (1.085)T – 20

Donde,

smax = Carga orgánica superficial en Kg DBO5/ha día T = Temperatura media mínima mensual, 16.8 ºC

De acuerdo a los anteriores planteamientos de cálculo se procede a la determinación de la carga de diseño dependiendo de cada método: Mc Garry and Pescod: 295,85 KgDBO/ha/día Arthur (1983): 276 KgDBO/ha/día Gloyna (1973): 275,28 KgDBO/ha/día Con base en las anteriores ecuaciones se estima una Carga Orgánica Superficial de acuerdo al método de Mc Garry and Pescod de 147,92 Kg DBO/ha/día, equivalente al 50% del valor de la





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carga orgánica, por razones de seguridad y evitar malos olores en el futuro, además de evitar cargas de choque. Con base en la carga orgánica superficial adoptada y la carga orgánica afluente se determinara el área superficial de diseño requerida para las lagunas facultativas, de lo cual se establece lo siguiente:

Área superficial = COA / COS Donde,

COA: Carga orgánica afluente a la laguna, 26,18 kg DBO/día COS: Carga orgánica superficial determinada, 147,92 kg DBO/ha.día

De esta manera el área superficial será: Área superficial: 26,18 kg DBO/día / 147,92 kg DBO/ha día Área superficial: 0,177 ha Área superficial: 1776.9 m2

La profundidad de la laguna será de 1,50 m. por lo tanto el tiempo de retención será:

TRH = As x H / Q De donde,

TRH: Tiempo de retención hidráulico, en días As: Área superficial, en m2

Q: Caudal de diseño de aguas residuales, en m3/día

TRH =1769.8 x 1,60 / 418,18 TRH = 6,35 días

Se propone una laguna facultativa, la relación largo/ ancho recomendada será de 2 a 1, por lo tanto las dimensiones serán: Largo (L) x ancho (B) = 0,14329 ha = 1769,8 m2 Como L = 2,0 B; entonces: 2 x B2 = 1769,88 m2, con lo cual el ancho y el largo serán: Ancho superior (B) de la Laguna Facultativa será: 30 m Largo superior (L) de la Laguna Facultativa será: 60 m Como se recomendó que la laguna tuviera unos taludes perimetrales de 1V a 2 H y una altura (H) constante de 1,50 m, la sección inferior de la laguna en su base será:





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Largo inferior de la laguna en su base (Lb) = L – 2 x 2 x H, con lo cual Largo inferior (L) de la laguna: 54 m Ancho inferior (B) de la laguna: 24 m Para el cálculo de la eficiencia de remoción de carga orgánica y el valor de la concentración efluente, se emplea la siguiente ecuación:

tK

tKE

*11

*1*100

Donde E: Eficiencia de la laguna % K1: Coeficiente de velocidad de remoción de DBO5, d-1 T: Tiempo de retención en días. El coeficiente de remoción de sustrato se puede determinar de la siguiente manera:

39,0)05,1(3,01 2048,25 K

%03,6721,5*39,01

21,5*39,0*100

E

Es importante anotar que esta eficiencia se lograría mediante una muestra filtrada del efluente de la laguna, es decir, exceptuando el aporte por algas o fitoplancton. Por lo tanto el valor de la concentración efluente será:

Se = Sa x (1 – E/100) Dónde: Se: Concentración o carga de DBO efluente de la laguna en mg/L o Kg/día Sa: Concentración o carga de DBO afluente de la laguna en mg/L o Kg/día Por lo tanto la carga orgánica filtrada efluente de la laguna facultativa primaria será:

Se = 62,60 (1 – 0,7364) Se = 16,50 mg/L





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c. Lecho de Secado Se determina según el numeral E.4.10.7.2 del RAS-2000, donde según la Tabla E.4.46 aparecen valores de área requerida en m2 por habitante según el tipo de lodo. La determinación del área del lecho, la composición del lecho y el manejo de lixiviados se presentó en el numeral 8.5.2.2 Literal c. d. Eficiencia de Remoción La eficiencia conjunta de la alternativa de tratamiento por Reactor Anaerobio de Flujo Ascendente y Manto de Lodos con Laguna Facultativa es:

%E DBO5 = (200 – 16,50) / 200 = 91,75 %

8.5.3 Evaluación de las Alternativas de Tratamiento

8.5.3.1 Costo de Inversión de Cada Alternativa El diseño hidráulico de cada alternativa se presenta en el Numeral 2 de Cálculos Hidráulicos de la carpeta 4.2.3. A continuación se presenta la tabla resumen de los resultados del diseño en cuanto a eficiencia de remoción, área necesaria de tratamiento y costo directo de inversión:

Tabla 8-20 Costos de Inversión

ID ALTERNATIVA AREA NECESARIA

(m2) REMOCION

(%) COSTO DE INVERSION

1 1. Reactor UASB 139.99 83.91 $ 366,815,711.78

2 2. Tanque Imhoff 172.24 89.49 $ 334,143,789.95

3 3. Reactor UASB y Laguna Facultativa 1,538.44 89.68 $ 417,371,643.75


8.5.3.2 Evaluación Alternativas Para la estimación de las alternativas de tratamiento de las aguas residuales, se requiere de un análisis de ventajas y desventajas de las tecnologías que se pueden implementar en el corregimiento de Salónica las características biofísicas y socioeconómicas y ambientales de este. Para la evaluación de la mejor alternativa de tratamiento se tuvo en cuenta las siguientes variables (Vi): a. Costo del sistema de tratamiento en su etapa de inversión. (Ver Tabla 8-21)





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Tabla 8-21 Costos de Inversión

ALTERNATIVA BAJO MEDIO ALTO

1. UASB XXX

2. Tanque Imhoff XXX

3. UASB Y Laguna Facultativa XXX


b. Costo de operación y mantenimiento del sistema de tratamiento. (Ver Tabla 8-22)

Tabla 8-22 Costos de Operación y Mantenimiento


1. UASB XXX




c. Área requerida para su construcción. (Ver Tabla 8-23)

Tabla 8-23 Área para Construcción


1. UASB XXX




d. Complejidad de la tecnología. (Ver Tabla 8-24)

Tabla 8-24 Complejidad de la Tecnología


1. UASB XXX








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e. Potencial producción de olores. (Ver Tabla 8-25)

Tabla 8-25 Potencial Producción de Olores


• UASB XXX

• Tanque Imhoff XXX

• UASB Y Laguna Facultativa XXX


f. Generación de subproductos (lodos). (Ver Tabla 8-26)

Tabla 8-26 Generación de Lodos


1. UASB XXX




La evaluación de la mejor alternativa se realizó a través de un análisis típico de promedio ponderado, en el cual cada variable (Vi) tiene una importancia relativa de acuerdo a las condiciones del corregimiento, por tal razón se estableció:

▪ Una ponderación (Pi) para cada variable Vi. ▪ Pi se encuentra entre 0 - 1 y ∑ Pi = 1

Se estableció un rango de calificación (0 - 100, 0 - 1) para calificar cada variable Vi en relación con las condiciones del corregimiento, y generó un promedio ponderado: Calificación tecnología = ∑ (Vi x Pi) El mayor puntaje permite identificar la tecnología con mayores probabilidades de implementación y adecuada operación. Entre los criterios tecnológicos es importante considerar las ventajas y desventajas de las diferentes tecnologías y procesos de tratamiento. Estos están relacionados directamente con las características de cada sistema y la relación con el entorno donde potencialmente se implementaría. La se encuentra establecida en un rango de (0 - 100), en donde la calificación cero indica que no conviene la tecnología y la calificación de 100 indica la conveniencia de la tecnología.





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Tabla 8-27 Evaluación de Alternativas; Calificación Variable Vi (0 – 100)

ALTERNATIVA COSTO DE INVERSIÓN

COSTO DE OPERACIÓN

ÁREA COMPLEJIDAD OLORES LODOS IMPACTO

AMBIENTAL

Alternativa 1. 75 75 100 75 25 75 75

Alternativa 2. 100 100 75 100 25 75 50

Alternativa 3. 50 75 25 75 25 75 50


Las ponderaciones o importancia adoptadas para cada variable se indican en la Tabla 8-28, considerando que ∑ Pi = 1:

Tabla 8-28 Ponderaciones Pi (0-1) para cada Variable Vi

COSTO INVERSION

COSTO

OPERACIÓN AREA COMPLEJIDAD OLORES LODOS

IMPACTO AMBIENTAL

SUMA

∑ Pi = 1

0.25 0.15 0.10 0.10 0.15 0.15 0.10 1.0


Una vez definidas las ponderaciones Pi y las variables Vi se dio una calificación parcial (Vi *Pi) para cada tecnología, la Tabla 8-29 Calificación Parcial (Vi*Pi), indica la calificación parcial y la suma total de cada sistema de tratamiento:

Tabla 8-29 Calificación Parcial (Vi*Pi)

TECNOLOGÍA COSTO DE INVERSIÓN

COSTO DE OPERACIÓN

ÁREA COMPLEJIDAD OLORES LODOS IMPACTO

AMBIENTAL SUMA TOTAL

Alternativa 1. 18.75 11.25 10.00 7.50 3.75 11.25 5.00 67.50

Alternativa 2. 25.00 15.00 7.50 10.00 3.75 11.25 5.00 77.50

Alternativa 3. 12.50 11.25 2.50 7.50 3.75 11.25 7.50 56.25


8.5.3.3 Resultado de la Evaluación Final En la Tabla 8-29, se presenta el resultado final de la evaluación de las alternativas de tratamiento, indicando que la opción más recomendable como sistema de tratamiento de las aguas residuales en el corregimiento de Salónica, es la implementación de un sistema de tratamiento primario y secundario anaerobio con Tanques Imhoff y Filtros anaerobios de flujo ascendente; tratamiento de lodos en Lechos de secado y tratamiento preliminar completo. Los documentos del análisis, evaluación y escogencia de alternativas de diseño tanto del sistema de alcantarillado como del sistema de tratamiento de aguas residuales en el corregimiento de Salónica se encuentran en el Anexo 4.2.3 de la carpeta del proyecto. En este anexo se encuentran informes, modelaciones y cálculos hidráulicos, registros fotográficos y planos requeridos en el estudio de alternativas.





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9. DISEÑOS HIDRÁULICOS En el presente capítulo se realiza la descripción y diseño definitivo hidráulico de cada una de las obras propuestas para la optimización del sistema de alcantarillado del corregimiento de Salónica, siempre enmarcado dentro de los criterios sugeridos por el RAS 2000, considerado un manual de buenas prácticas de ingeniería. 9.1 DISEÑO HIDRÁULICO DEL SISTEMA DE ALCANTARILLADO COMBINADO Teniendo en cuenta que la alternativa seleccionada para el corregimiento de Salónica corresponde a un sistema de redes combinadas, lo cual fue propuesto con el objetivo de aprovechar la infraestructura existente, ya que el sistema existente es de este tipo. El sistema proyectado contará con un total de 6,687.5m de longitud, de los cuales el 33% (2,176.4m) corresponde a la tubería existente, el 67% restante (4,511.5m) representa la tubería proyectada y mejorada. El sistema estará constituido en un 21% (1388m) por tubería de 8” de diámetro, un 46% (3079.9m) en tubería de 10” (ver Imagen 9-1), el 13% (852.7m) corresponde a tubería de 12” de diámetro, el 4% (245.66m) presenta diámetros de 14”, un 4% (299m) corresponde a 16”, el 2% (115.36m) en 18”, el 5% (303.82m) corresponde a 20”, un 4% (244.57m) a 24” y el 2% restante (158.46m) presenta 27” de diámetro. La información anterior se presentan de forma resumida en la Imagen 9-1 y Tabla 9-1.

Imagen 9-1 Distribución porcentual de diámetros de la red.


21%

46%

13%

4%4%

2%4% 4% 2%

Distribución porcentual de diámetros.

8" 10" 12" 14" 16" 18" 20" 24" 27"





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Tabla 9-1 Resumen de tuberías por diámetros.

Resumen de tuberías por diámetros.

8" 10" 12" 14" 16" 18" 20" 24" 27"

1388m 3079.9m 852.7m 245.66m 299m 115.36m 303.82m 244.57m 158.46m Fuente: Manov Ingeniería Ltda., 2013

La tubería a remplazar por problemas hidráulicos como capacidad, velocidades bajas o fuerza tractiva corresponde a 2,382.8m, mientras que la tubería por ampliación de cobertura haciende a los 2099.4m, en total se proyecta el suministro e instalación de 4.482.2m de tubería PVC sanitaria, de los cuales 155.9m corresponde a tubería de 8”, 2.400,5m a tubería de 10”, 735.1m se proyecta en 12”, 208.1ml en 14”, 299m en tubería de 16”, 115.4m se construirá en 18”, 303.8m en tubería de 20”, se instalarán 106.1m en tubería de 24” y por ultimo solo 158.5m se construirá en 24”. El suministro e instalación de tubería que se considera para el proyecto se presenta de forma resumida en la Imagen 9-2 y la Tabla 9-2 que aparecen a continuación:

Imagen 9-2 Tuberías por ampliación y mejoramiento.


Tabla 9-2 Suministro e instalación de tubería para el proyecto.

Suministro e instalación de tubería para el proyecto.

8" 10" 12" 14" 16" 18" 20" 24" 27"

155.9m 2400.5m 735.1m 208.1m 299.0m 115.4m 303.8m 106.1m 158.5m Fuente: Manov Ingeniería Ltda., 2013

El sistema contará con un total de 133 pozos de inspección, de las cuales el 20% (27 pozos) serán pozos existente aprovechados, el 41% (55 pozos) serán optimizados, y el 38% (51 pozos) restantes serán pozos nuevos por ampliación de cobertura. De igual forma se proyecta un total de 3 puntos de alivio para el sistema.

3%

54%16%

5%

7%3%

7%

2% 3%

Tuberías por ampliación y mejoramiento

8" 10" 12" 14" 16" 18" 20" 24" 27"





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Para la recolección y evacuación de las aguas residuales domésticas y de las aguas lluvias del corregimiento de Salónica se proyecta in interceptor principal de 1.878,9m de longitud, con diámetros que van desde las 10” hasta las 27”, el colector inicia a la salida del corregimiento sobre la vía que va a La Zulia, avanza en sentido este – oeste sobre la carrera 2, sube hasta la carrera 3 hasta alcanzar la calle 7, por donde nuevamente toma la carrera 2 hasta, baja por la calle 8 hasta la carrera 1, por donde sigue su recorrido hasta llegar a hasta la calle 19, anotando que en el tramo comprendido entre los pozos 57 y 63 se intervienen predios privados lo que requerirá el respectivo permiso de servidumbre; posteriormente de la calle 19 el interceptor sigue su camino por la carrera 2 hasta el sistema de tratamiento proyectado sobre la margen derecha del Riofrío (Ver Imagen 9-3 esquema general del sistema proyectado). El colector contará con tres puntos de alivio, dos de ellos con descarga sobre caño Volcanes y el tercer vertimiento es alivio justo antes de descargar a la PTAR, las coordenadas de cada uno de los vertimientos del sistema y los requerimientos de ocupación de cauce se muestran en la tabla que aparece a continuación.

Tabla 9-3 Obras que requieren permiso de ocupación de cauce.

Estructura Coordenada E

(m) Coordenada

Norte (m) Long (m) Ancho (m) Área (m2)

Cabezal de descarga V1 1078756.771 948298.316 3.5 3.6 12.6



Cabezal de descarga V3

1079120.5638 948923.6007 3.5 3.6 12.6

Tramo N61-N62 1078885.902 948618.857 6.7 1.0 6.7 Fuente: Manov Ingeniería Ltda., 2013

Por otra parte el sistema contará con una planta de tratamiento de aguas residuales compuesta de un tratamiento preliminar, un tanque Imhoff y un filtro anaerobio de flujo ascendente (Ver Imagen 9-3):





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Imagen 9-3 Esquema general sistema proyectado.


9.1.1 Parámetros de diseño de redes de alcantarillado agua residual y pluvial.

Nivel de complejidad. Acorde con el Capítulo de Población se tienen una población proyectada a 2039 de 3.919 habitantes, por lo tanto se define para el sistema de alcantarillado del corregimiento de Salónica un Nivel de complejidad Medio.

Periodo de diseño. El período de diseño del proyecto es de 25 años teniendo en cuenta que el nivel de complejidad es medio.

Dotación Neta. Para la estimación de la dotación neta se tendrán en cuenta los valores sugeridos en la resolución 2320 de 2009 que modifica al RAS en dotaciones y periodos de diseño, dichos valores son función del nivel de complejidad del sistema. La razón de que se utilicen estos valores está argumentada en que no se cuenta con información de macro y micro medición, por lo que resulta difícil establecer patrones de consumo de la población.

PTAR PROYECTADA

INTERCEPTOR L=1.878.9M

ALIVIADEROS DESCARGA EMISARIO FINAL





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Tabla 9-4 Dotación neta; Resolución 2320 de 2009

Nivel de complejidad del

sistema

Dotación neta máxima para poblaciones con Clima Frío o

Templado (L/hab·día )

Dotación neta máxima para poblaciones con Clima Cálido

(L/hab·día)

Bajo 90 100

Medio 115 125

Medio alto 125 135

Alto 140 150

Fuente: RAS 2000

Acorde con la tabla anterior y teniendo en cuenta que el corregimiento de Salónica presenta condiciones de clima frío (Altura sobre el nivel del mar>1000m), se estima que para un nivel de complejidad Medio, la dotación neta máxima es de 115L/Hab-día. Contribución de aguas residuales. ▪ Doméstica. La contribución de aguas domesticas a las redes de alcantarillado se establece mediante la siguiente expresión.

86400

*** RArdDCQD

Dónde: C= Consumo medio diario por habitante L/hab-día (115 L/hab-día). D= Densidad poblacional. Ard= Área residencial. R= Coeficiente de retorno de aguas residuales (0.8 para un nivel de complejidad Medio; Tabla D.3.1 RAS 2000). En el cálculo de redes de alcantarillado, se utilizará una hoja de cálculo desarrollada por la Consultoría, en la cual se introducen la población de diseño, el área total del proyecto y la dotación neta y el coeficiente de retorno. ▪ Industriales. Teniendo en cuenta que en el corregimiento de Salónica no existe ningún tipo de industria, se considera para el diseño de la red un aporte industrial nulo. ▪ Comerciales. El sector comercial del corregimiento de Salónica se desarrolla con actividades como graneros, billares, tabernas, almacenes, entre otros; todos estos en algunos casos están adjuntos o en la misma vivienda. Por lo tanto, la Consultoría considera esta zona comercial mixta como una zona principalmente residencial. ▪ Institucionales.





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Dado el hecho de que no se tienen registros de consumos institucionales y considerando que el corregimiento cuenta con una institución educativa, se establece un consumo promedio institucional de 0.45 L/s-ha-inst, conforme con lo estipulado en la tabla D.3.4 del RAS 2000. Caudal medio diario de agua residual. El RAS 2000 define en su literal D.3.2.2.5, el caudal medio diario de aguas residuales para un colector con un área de drenaje dada como la suma de los aportes domésticos, industriales, comerciales e institucionales, y se expresa con la siguiente ecuación:

Q Q Q Q QMD D I C IN

Aportes por infiltración. El Reglamento Técnico del sector de agua Potable y Saneamiento Básico establece en la Tabla D.3.7 los aportes por infiltración de acuerdo al nivel de complejidad y a las características de los suelos.

Tabla 9-5 Aportes por infiltración según RAS 2000.

Nivel de Complejidad

del sistema

Infiltración Alta

(L/s-ha)

Infiltración

Media (L/s-ha)

Infiltración

Baja (L/s-ha)

Bajo y Medio 0.15-0.4 0.1-0.3 0.05-0.2

Medio Alto Y Alto 0.15-0.4 0.1-0.3 0.05-0.2 Fuente: RAS 2000

Teniendo en cuenta que la infiltración en tuberías es función de la calidad de las conexiones de tuberías, los empalmes con las cámaras de inspección y las conexiones domiciliarias y partiendo de que es un sistema proyectado a 25 años y que durante este tiempo las tuberías puede sufrir algún tipo de deterioro, la Consultoría propone la implementación de un aporte por infiltración de 0.2L/s-ha. Caudal máximo Horario. El caudal máximo constituye la base para establecer el caudal de diseño de una red de alcantarillado sanitario. El caudal máximo horario del día máximo se estimó a partir del caudal medio diario por un factor de mayoración (F).

5.04

141

PF

F en la expresión anterior representa el factor de mayoración de Harmon donde P es la población en miles. Caudal de diseño de agua residual. El caudal de cada tramo de la red de colectores se obtiene sumando al caudal máximo horario, los aportes por infiltración y conexiones erradas, sin embargo este último se descarta por tratarse de un sistema combinado.





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Cuando el caudal de diseño calculado en un tramo sea inferior a 1.5 L/s, debe adoptarse este como caudal de diseño (Literal D.3.2.5 del RAS 2000). Estimación de caudales de escorrentía. Para la estimación del caudal de diseño de aguas lluvias, se utilizó el Método Racional, el cual calcula el caudal pico de aguas lluvias con base en la intensidad media del evento de precipitación, con una duración igual al tiempo de concentración del área de drenaje y un coeficiente de escorrentía (Literal D.4.3.2. – RAS 2000). La ecuación del método racional es:

Q = 2.78 * (C x I x A) Dónde: Q = Caudal pico en m3/s, I = Intensidad de la lluvia para un periodo de retorno específico y está dada en mm/h y es

determinada a partir de las curvas IDF. C = Coeficiente de escorrentía, el cual depende del uso del suelo y las condiciones topográficas

del terreno. A = Área de drenaje en Km2 2.78 = Factor de conversión de unidades Intensidad de la lluvia: Curvas de intensidad, duración y frecuencia. Las curvas IDF son la herramienta típica para el cálculo de la intensidad de la lluvia en un punto asociada a diferentes periodos de retorno y a una duración de tormenta determinada. Para el diseño de los colectores se utilizó las curvas de intensidad frecuencia duración de la estación Tuluá elaborada a partir de precipitaciones máximas en 24 horas, ver Imagen 9-4.

Imagen 9-4 Curvas IDF Estación Tuluá.






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Para una mejor interpretación de las curvas para los periodos de retorno de interes (2 y 5 años) se presentan a continuación cada una de las ecuaciones que las describen.

Línea de tendencia para curva IDF con T=2 años 𝐼 = 1463.4 𝑥 𝑇𝑐−1.179

Línea de tendencia para curva IDF con T=5 años 𝐼 = 1726.7 𝑥 𝑇𝑐−1.11

Coeficiente de escorrentía o impermeabilidad. Es función del tipo de suelo, del grado de permeabilidad de la zona, de la pendiente del terreno y otros factores que determinan la fracción de la precipitación que se convierte en escorrentía. Éste valor puede obtenerse de la Tabla D.4.5 del RAS 2000 para diferentes tipos de superficies.

Tabla 9-6 Coeficientes de escorrentía o impermeabilidad.

Tipo de superficie Coeficiente C

Cubiertas 0,75-0,95

Pavimentos asfalticos y superficies en concreto 0,70-0,95

Vías adoquinadas 0,70-0,85

Zonas comerciales o industriales 0,60-0,85

Residencial, con casas contiguas, predominio de zonas duras. 0,75

Residencial multifamiliar, con bloques contiguos y zonas duras entre estos.

0,60-0,75

Residencial unifamiliar, con casas contiguas y predominio de jardines. 0,40-0,60

Residencial, con casas rodeadas de jardines o multifamiliares apreciablemente separados.

0,45

Residencia, con predominio de zonas verdes y parques, cementerios. 0,30

Laderas sin vegetación. 0,60

Laderas con vegetación. 0,30

Parques recreacionales. 0,20-0,35 Fuente: RAS 2000

Acorde con la tabla anterior y teniendo en cuenta las condiciones topográficas, coberturas de vías, tejados y la vivienda predominante en el corregimiento de Salónica, se establecen los siguientes coeficientes de impermeabilidad: Vías pavimentadas en concreto: 0.70. Cubiertas de viviendas: 0.75 Residencias dispersas con predominio de zonas verdes: 0.30 Terrenos con cultivos: 0.30 Durante el diseño de la red se pueden dar una condición particular de uno de ellos o del promedio ponderado entre ellos. Áreas de drenaje. Las áreas de drenaje corresponden a las áreas que aportan escorrentía superficial directa a la red de alcantarillado pluvial. Las áreas de drenaje fueron determinadas por medición directa de los planos topográficos y para su delimitación se tuvo en cuenta el sistema de drenaje natural





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de la zona del corregimiento. En el Plano de Áreas Aferentes se presentan las áreas de drenaje trazadas para el sistema de alcantarillado pluvial diseñado. Periodo de retorno o grado de protección. Se estimó de acuerdo con la importancia de las áreas tributarias y sus características (Numeral D.4.3.4 del RAS 2000) y teniendo en cuenta el nivel de complejidad del sistema (Medio). Acorde con lo anterior y teniendo en cuenta los cálculos realizados, se estima que el grado de protección estimado para el corregimiento de Salónica es de 5 años. Tiempo de concentración. El tiempo de concentración está compuesto por el tiempo de entrada y el tiempo de recorrido en el canal o colector. El tiempo de entrada corresponde al tiempo requerido para que la escorrentía llegue al inicio del canal o colector, mientras que el tiempo de recorrido se asocia con el tiempo de viaje o tránsito del agua dentro del canal o colector. De acuerdo al Numeral D.4.7.3.2 - RAS 2000, el tiempo de concentración mínimo en tramos iniciales es 10 minutos y máximo 20 minutos. El tiempo de entrada mínimo es 5 minutos. Ecuaciones de diseño. Para el diseño de la red de alcantarillado sanitario de Salónica se utilizará la ecuación de Manning, para el dimensionamiento de la sección de una tubería que fluye parcialmente llena.

2

1

3

21

SRn

v

Dónde: v: Velocidad en m/s. n: Coeficiente de rugosidad de Manning. R: Radio hidráulico. S: pendiente (m/m). Diámetro mínimo. El diámetro mínimo para la recolección y evacuación de aguas pluviales es 250mm, sin embargo para niveles de complejidad bajo y medio pueden ser considerados diámetros de 200mm, acorde con lo estipulado por el RAS 2000 en su literal D4.3.8. Condiciones de autolimpieza. Las aguas lluvias transportan sólidos que pueden depositarse en los colectores si el flujo tiene velocidades reducidas. Por lo tanto, debe disponerse de una velocidad suficiente para lavar los sólidos depositados durante periodos de caudal bajo. Para esto se establece la velocidad mínima como criterio de diseño. La velocidad mínima real permitida en el colector es 0,75 m/s para el caudal de diseño. En cada tramo debe verificarse el comportamiento autolimpiante del flujo, para lo cual es necesario utilizar el criterio de esfuerzo cortante medio. Se establece, por lo tanto, que el valor





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del esfuerzo cortante medio sea mayor o igual a 3,0 N/m2 (0,3 Kg/m2)) para el caudal de diseño, y mayor o igual a 1,5 N/m2 (0,15 Kg/m2) para el 10% de la capacidad a tubo lleno. Profundidad hidráulica. La profundidad hidráulica máxima en colectores de aguas lluvias puede ser la correspondiente a flujo lleno. 9.1.2 Metodología de cálculo.

- Se determinó toda el área de drenaje correspondiente a cada distrito de alcantarillado

pluvial.

- Se trazaron las nuevas redes de aguas lluvias para cada distrito y se determinaron las áreas

aferentes a cada tramo de tubería.

- Se definió el coeficiente de impermeabilidad teniendo en cuenta las condiciones futuras del

suelo de las áreas que conforman cada distrito.

- Se determinaron las intensidades de lluvia correspondiente a cada tramo de tubería.

- Se calcularon los caudales de escorrentía para cada tramo de la red de aguas lluvias.

- Teniendo en cuenta el caudal a transportar y las cotas de terreno se determinaron los

diámetros y pendientes adecuados para cada tramo de tubería, verificando el cumplimiento

de todos los parámetros establecidos por el RAS – 2000.

Los resultados de la simulación se consignan en el anexo 4.2.6 “Diseño Hidráulico” del

proyecto.

9.1.3 Diseño Estructuras de Separación

Con el fin de economizar en el diámetro de las tuberías, dado que el sistema se unificara para llevar las aguas residuales a la planta de tratamiento de agua residual y teniendo en cuenta que el trazado del interceptor principal va paralelo al río Volcanes, se proyectan tres estructuras de alivio de caudales. El sistema de alivio consistirá en establecer una tubería de menor diámetro que permita transportar un caudal establecido por el diseñador y el resto deberá ser derivado por una tubería auxiliar con capacidad de evacuar el caudal de exceso, este tipo de alivio permite economizar en estructuras de concreto que normalmente resultan costosas por su gran tamaño, ya que puede implementarse en un pozo de inspección tradicional. Para las estructuras de separación se diseñarán cámaras de inspección las cuales permitirán que las aguas sanitarias sean conducidas normalmente en épocas de verano, luego en un evento de lluvia la tubería principal trabajará en condiciones del caudal establecido, generando





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que el exceso sea transportado por la tubería auxiliar hasta una fuente receptora. La metodología de cálculo que se plantea pare el diseño de alivios se describe a continuación.

• Diseño a. Se calcula el área de la tubería de llegada para determinar el caudal y la velocidad a tubo

lleno

𝐴 =𝜋∅2

4

Diámetro de llegada Ø Área de la tubería de llegada A

Qo =A ∗ Q

4⁄2/3

S1/2

n

Coeficiente de rugosidad n Pendiente de la tubería S Caudal a sección plena Qo

𝑉𝑜 =Qo

𝐴

Velocidad a sección plena Vo b. Para el cálculo del caudal de derivación y el de excesos se debe calcular el caudal total que

llega en la tubería de llegada.

𝑞𝑡 = 𝑄𝑙𝑙 + 𝑄𝑟 Caudal de aguas lluvias del tramo Qll Caudal de agua residual del tramo Qr Caudal total qt

𝑞𝑑 = 𝑓𝑄𝑟 Factor de dilución f = 4 Caudal derivado qd c. Para determinar la cabeza del vertedero se debe calcular la velocidad real y la altura de la

lámina de agua, para esto se halla el valor de:

Caudal total sobre caudal a sección llena qt

Qo

d. Una vez calculado el valor de 𝑞𝑡 /𝑄𝑜 se calcula el valor de las siguientes relaciones de acuerdo a la Tabla 9-7.

Altura de la lámina de agua sobre el diámetro de la tubería d

∅





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Velocidad real sobre la velocidad a sección llena v

Vo

Tabla 9-7 Relaciones Hidráulicas

Q/Qo Rel. 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09

0.0 V/Vo 0,000 0,292 0,362 0,400 0,427 0,453 0,473 0,492 0,505 0,520

d/Do 0,000 0,092 0,124 0,148 0,165 0,182 0,196 0,210 0,220 0,232

R/Ro 0,000 0,239 0,315 0,370 0,410 0,449 0,481 0,510 0,530 0,554

H/D 0,000 0,041 0,067 0,086 0,102 0,116 0,128 0,140 0,151 0,161

0.1 V/Vo 0,540 0,553 0,570 0,580 0,590 0,600 0,613 0,624 0,634 0,645

d/Do 0,248 0,258 0,270 0,280 0,289 0,298 0,308 0,315 0,323 0,334

R/Ro 0,586 0,606 0,630 0,650 0,668 0,686 0,704 0,716 0,729 0,748

H/D 0,170 0,179 0,188 0,197 0,205 0,213 0,221 0,229 0,236 0,244

0.2 V/Vo 0,656 0,664 0,672 0,680 0,687 0,696 0,700 0,706 0,713 0,720

d/Do 0,346 0,353 0,362 0,370 0,379 0,386 0,393 0,400 0,409 0,417

R/Ro 0,768 0,780 0,795 0,809 0,824 0,836 0,848 0,860 0,874 0,886

H/D 0,251 0,258 0,266 0,273 0,280 0,287 0,294 0,300 0,307 0,314

0.3 V/Vo 0,729 0,732 0,740 0,750 0,755 0,760 0,768 0,776 0,781 0,787

d/Do 0,424 0,431 0,439 0,447 0,452 0,460 0,468 0,476 0,482 0,488

R/Ro 0,896 0,907 0,919 0,931 0,938 0,950 0,962 0,974 0,983 0,992

H/D 0,321 0,328 0,334 0,341 0,348 0,354 0,361 0,368 0,374 0,381

0.4 V/Vo 0,796 0,802 0,806 0,810 0,816 0,822 0,830 0,834 0,840 0,845

d/Do 0,498 0,504 0,510 0,516 0,523 0,530 0,536 0,542 0,550 0,557

R/Ro 1,007 1,014 1,021 1,028 1,035 1,043 1,050 1,056 1,065 1,073

H/D 0,388 0,395 0,402 0,408 0,415 0,422 0,429 0,436 0,443 0,450

0.5 V/Vo 0,850 0,855 0,860 0,865 0,870 0,875 0,880 0,885 0,890 0,895

d/Do 0,563 0,570 0,576 0,582 0,588 0,594 0,601 0,608 0,615 0,620

R/Ro 1,079 1,087 1,094 1,100 1,107 1,113 1,121 1,125 1,129 1,132

H/D 0,458 0,465 0,472 0,479 0,487 0,494 0,502 0,510 0,518 0,526

0.6 V/Vo 0,900 0,903 0,908 0,913 0,918 0,922 0,927 0,931 0,936 0,941

d/Do 0,626 0,632 0,639 0,645 0,651 0,658 0,666 0,672 0,678 0,686

R/Ro 0,136 1,139 1,143 1,147 1,151 1,155 1,160 1,163 1,167 1,172

H/D 0,534 0,542 0,550 0,559 0,568 0,576 0,585 0,595 0,604 0,614

0.7 V/Vo 0,945 0,951 0,955 0,958 0,961 0,965 0,969 0,972 0,975 0,980

d/Do 0,692 0,699 0,705 0,710 0,719 0,724 0,732 0,738 0,743 0,750

R/Ro 1,175 1,179 1,182 1,184 1,188 1,190 1,193 1,195 1,197 1,200

H/D 0,623 0,633 0,644 0,654 0,665 0,677 0,688 0,700 0,713 0,725

0.8 V/Vo 0,984 0,987 0,990 0,993 0,997 1,001 1,005 1,007 1,011 1,015





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Q/Qo Rel. 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09

d/Do 0,756 0,763 0,770 0,778 0,785 0,791 0,798 0,804 0,813 0,820

R/Ro 1,202 1,205 1,208 1,211 1,214 1,216 1,219 1,219 1,215 1,214

H/D 0,739 0,753 0,767 0,783 0,798 0,815 0,833 0,852 0,871 0,892

0.9 V/Vo 1,018 1,021 1,024 1,027 1,030 1,033 1,036 1,038 1,039 1,040

d/Do 0,826 0,835 0,843 0,852 0,860 0,868 0,876 0,884 0,892 0,900

R/Ro 1,212 1,210 1,207 1,204 1,202 1,200 1,197 1,195 1,192 1,190

H/D 0,915 0,940 0,966 0,995 1,027 1,063 1,103 1,149 1,202 1,265

1.0 V/Vo 1,041 1,042 1,042

d/Do 0,914 0,920 0,931

R/Ro 1,172 1,164 1,150

H/D 1,344 1,445 1,584

Fuente: López Cualla, Ricardo Alfredo. Elementos de diseño para acueductos y alcantarillados.

Siendo: Q = Caudal de diseño Ro = Radio hidráulico a tubo lleno

Qo = Caudal a tubo lleno H = Profundidad hidráulica d = Lámina de agua Vo = Velocidad a tubo lleno R = Radio hidráulico al caudal de diseño D = Diámetro de la tubería

e. Se determina el valor de la altura de la lámina de agua y de la velocidad real de llegada del agua a la cámara.

Altura de la lámina de agua de llegada (ht)

ht = d

∅∗ ∅

Velocidad real de llegada

Vr=V

Vo*Vo

f. Se calcula el diámetro del orificio necesario para que el caudal derivado pase por la tubería

de acuerdo a la profundidad del agua en el pozo la cual se tomara teniendo en cuenta que el caudal del sistema es igual al calculado en caso de presentarse un evento de máxima precipitación.

El diámetro se calcula para que con la altura ht se deje pasar el caudal de derivación empleando la fórmula:

𝑞𝑑 = 𝑐 ∗ 𝐴 √2𝑔 𝐻

Caudal derivado qd Coeficiente c = 0.61





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Área del orificio de salida Gravedad g H es la altura del eje de la tubería a la lámina de agua la cual también se puede calcular tomando la altura total de la lámina de agua - el radio de la tubería. Para determinar la ecuación se despeja la cual queda de la siguiente manera:

𝑞𝑑 = 𝑐 ∗ 𝐴 √2𝑔 𝐻

𝑞𝑑 = 𝑐 ∗𝜋∅2

4 √2𝑔 (ℎ𝑡 −

∅

2)

𝑞𝑑 ∗ 4

𝑐 ∗ 𝜋= ∅2√2𝑔 (ℎ𝑡 −

∅

2)

𝑞𝑑 ∗ 4

𝑐 ∗ 𝜋√2𝑔= ∅2√ (ℎ𝑡 −

∅

2)

g. Una vez despejada la ecuación donde se conoce el valor del caudal de derivación y el de la

altura de la lámina de agua, se obtiene una ecuación de tercer grado la cual se calcula en Excel con la función buscar objeto, la cual se encuentra en la barra de herramientas Datos, Herramientas de Datos en Análisis y Si.

En la ventana Buscar objeto ponemos en Definir celda: la celda donde tenemos formulada la ecuación

∅2√ (ℎ𝑡 − ∅

2)

En Con el valor: ponemos el resultado de la ecuación

𝑞𝑑 ∗ 4

𝑐 ∗ 𝜋√2𝑔

Y en Para cambiar la celda: ponemos la celda donde tenemos el valor del diámetro supuesto. Esta función nos dará el valor aproximado del diámetro de salida el cual se debe ajustar al diámetro comercial mayor más cercano al valor que se estimó.





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h. Como el cálculo del orificio se realizó tomando el valor del caudal de derivación y al ajustarlo

el diámetro aumenta, es necesario calcular el caudal total que se derivara con el diámetro ajustado.

𝑞𝑎 = 𝑐 ∗ 𝐴 √2𝑔 (ℎ𝑡 − ∅

2)

i. Para el cálculo de la altura del muro frontal se tiene en cuenta que debe ser la necesaria

para cuando llegue el caudal derivado, este pase por el orificio, la cual es el resultado de la suma de la altura de la lámina de agua + la cabeza de la velocidad del agua que sale por el orificio. Para esto se calcula la altura del eje de la tubería a la lámina de agua despejando la ecuación de la siguiente manera:

𝐻 =(

𝑞𝑎

𝑐∗𝐴 )

2

2𝑔 ⁄

Y para la altura total de la lámina de agua se despeja ht

ℎ𝑡 = 𝐻 + ∅

2

Para determinar la cabeza de la velocidad correspondiente al caudal derivado se debe calcular el área de la sección mojada en el tubo de llegada la cual se calcula dividiendo la altura de la

lámina de agua total con el diámetro de la tubería de llegada 𝑦

∅⁄

Con la Tabla 9-8 se determina el valor del área mojada sobre el área total de la tubería de

llegada 𝐴𝑚𝐴𝑜⁄

Tabla 9-8 Relación Am/Ao según y/D

θ (Grados) θ (Radianes) y/D Am/Ao y Am

15 1/12 π 0,0043 0,0005 0,0026 0,0001

30 1/6 π 0,0170 0,0038 0,0104 0,0011

45 1/4 π 0,0381 0,0125 0,0232 0,0036

60 1/3 π 0,0670 0,0288 0,0408 0,0084

75 5/12 π 0,1033 0,0546 0,0630 0,0159

90 1/2 π 0,1464 0,0908 0,0893 0,0265

105 7/12 π 0,1956 0,1379 0,1192 0,0403

120 2/3 π 0,2500 0,1955 0,1524 0,0571

135 3/4 π 0,3087 0,2625 0,1882 0,0766

150 5/6 π 0,3706 0,3371 0,2259 0,0984

165 11/12 π 0,4347 0,4171 0,2650 0,1217





Página: 228

θ (Grados) θ (Radianes) y/D Am/Ao y Am

180 1 π 0,5000 0,5000 0,3048 0,1459

195 1 1/12 π 0,5653 0,5829 0,3446 0,1701

210 1 1/6 π 0,6294 0,6629 0,3837 0,1935

225 1 1/4 π 0,6913 0,7375 0,4214 0,2153

240 1 1/3 π 0,7500 0,8045 0,4572 0,2348

255 1 5/12 π 0,8044 0,8621 0,4904 0,2516

270 1 1/2 π 0,8536 0,9092 0,5203 0,2653

285 1 7/12 π 0,8967 0,9454 0,5466 0,2759

300 1 2/3 π 0,9330 0,9712 0,5688 0,2834

315 1 3/4 π 0,9619 0,9875 0,5864 0,2882

330 1 5/6 π 0,9830 0,9962 0,5992 0,2908

345 1 11/12 π 0,9957 0,9995 0,6070 0,2917

360 2 π 1,0000 1,0000 0,6096 0,2919

Fuente: Manov Ingeniería LTDA

Se despeja el área mojada con el valor 𝐴𝑚𝐴𝑜⁄

𝐴𝑚 = (𝐴𝑚𝐴𝑜⁄ ) ∗ 𝐴𝑜

Se calcula la velocidad

𝑉 = 𝑞𝑎

𝐴𝑚

Y la cabeza de velocidad

ℎ𝑣 = 𝑉2

2𝑔

La altura total del muro frontal será igual a

𝐻𝑚 = ℎ𝑡 + ℎ𝑣 Para la longitud del vertedero despejamos la ecuación

𝑞𝑣 = 1.7 ∗ 𝐿 ∗ 𝐻𝑣3

2⁄ Caudal a verter 𝑞𝑣 = 𝑞𝑡 − 𝑞𝑎 Cabeza de vertimiento 𝐻𝑣 = ℎ𝑡 − 𝐻𝑚 + ℎ𝑣

𝑞𝑣

1.7 ∗ 𝐻𝑣3

2⁄= 𝐿





Página: 229

Los cálculos de cada una de las estructuras de separación se encuentran en el anexo 4.2.6 de diseños hidráulicos. Siguiendo la metodología descrita anterior mente se procede a realizar el cálculo de cada uno de los alivios propuestos con la ayuda de una hoja de cálculo. Cálculo aliviadero 1. Teniendo en cuenta el diseño planteado se tienen los siguientes datos de entrada en para el cálculo del aliviadero 1.

DATOS TUBERÍA AFLUENTE

Diámetro llegada (pulgadas) 27 Diámetro llegada 0.670 m Área tubería llegada 0.353 m2 n 0.010 S tubería llegada 0.014 Q sección plena llegada 1.268 m3/s V sección plena llegada 3.595 m/s Q lluvias 1.169 m3/s Q residual 0.01054 m3/s Factor dilución 4.000 Q derivado 0.04217 m3/s Qt 1.180 m3/s q/Q 0.931 d/D 0.846 v/V 1.030

ht (altura agua llegada) 0.567 m

Vr (velocidad real llegada) 3.702 m/s Vr 2/2g 0.699 m Cota batea tubería llegada 1124.99 Cota nivel agua tubería de llegada 1125.55

qa (caudal derivado) 0.042 m3/s Qv ( caudal alivio) 1.131 m3/s

Cálculo diámetro del orificio

Diámetro orificio 0.175 m K 0.0216 Fórmula 0.0212 Diámetro orificio pulgadas 6.893 Área del orificio 0.024 m2

Diámetro orificio ajustada 8 pulgadas Diámetro orificio ajustada 0.182 m





Página: 230

Área del orificio ajustada 0.026 m2 Q orificio ajustada 0.048 m3/s

Cálculo altura del vertedero

hń (carga para Qr) 0.48 m h´ń (carga Qr). Altura total lámina d agua 0.57 m

Área sección mojada para h´ń 0.34 Velocidad del agua para flujo represado 0.14 Cabeza de velocidad 0.00 Hm (altura vertedero) 0.57

Longitud del vertedero

Hv 0.70 m L vertedero 1.14 m

L vertedero supuesta 1.20 Hv 0.68 Cota nivel cresta del vertedero 1125.55

Altura M de la estructura

h2 0.45 m M 1.52 m M ajustado 1.47 m

Cota de salida conducto de derivación

Diámetro tubería (") 8.00 pulgadas Diámetro tubería (m) 0.18 m Área tubería 0.03 m2 Pendiente 0.02 n 0.01 Q sección plena 0.05 m3/s V sección plena 1.89 m/s q/Q 0.99 d/D 0.88 v/V 1.05 Vreal 1.98 Vr2/2g 0.20 d 0.16 Energía especifica E2 tubo salida 0.36





Página: 231

Energía especifica E2 tubo entrada

Q tubo entrada 0.05 q/Q 0.04 d/D 0.17 v/V 0.41 Vreal 1.49 Vr2/2g 0.11 d 0.12 Energía especifica E1 tubo entrada 0.23 Cota batea tubería de llegada 1124.99 Cota nivel agua llegada 1125.10 Cota energía llegada Q AR diluidas 1125.22 Velocidad promedio transición 1.73 Relación Rc/Ds 3.30 Pérdidas cambio de dirección 0.03 Pérdidas cambio de velocidad 0.01 Pérdidas totales transición 0.04

Cota energía salida estructura 1125.18 Cota batea tubería de salida 1124.82

Acorde con el cálculo anterior se tendría que en el punto de alivio la tubería principal que conduce a la planta de tratamiento de aguas residuales es en 8” transportando a flujo lleno un caudal de 0.05m3/s. El caudal excedente se conduce al Río Volcanes en una tubería de 27”. El cálculo de colectores y de la tubería de alivio se adjunta en el anexo 4.2.6 Diseño Hidráulico. Cálculo aliviadero 2. Del diseño de la red de alcantarillado se tienen los siguientes datos de entrada:


Diámetro llegada (pulgadas) 24

Diámetro llegada 0.595 m

Área tubería llegada 0.278 m2

n 0.010

S tubería llegada 0.011

Q sección plena llegada 0.819 m3/s





Página: 232

V sección plena llegada 2.944 m/s

Q lluvias 0.747 m3/s

Q residual 0.017 m3/s

Q derivado 0.039

Factor dilución 4.000

Q derivado 0.067 m3/s

Qt 0.802 m3/s

q/Q 0.980

d/D 0.879

v/V 1.045


Vr (velocidad real llegada) 3.078 m/s

Vr 2/2g 0.483 m

Cota batea tubería llegada 1119.706

Cota nivel agua tubería de llegada 1120.229

qa 0.067 m3/s

Qv ( caudal alivio) 0.732 m3/s

CÁLCULO DIÁMETRO DEL ORIFICIO

Diámetro orificio 0.227 m

K 0.034

Fórmula 0.033

Diámetro orificio pulgadas 8.937

Área del orificio 0.040 m2

Diámetro orificio ajustada 10 pulgadas

Diámetro orificio ajustada 0.227 m

Área del orificio ajustada 0.040 m2

Q orificio ajustada 0.070 m3/s

CÁLCULO ALTURA DEL VERTEDERO

hń (carga para Qr) 0.409 m

h´ń (carga Qr). Altura total lámina d agua 0.523 m

Área sección mojada para h´ń 0.124

Velocidad del agua para flujo represado 0.566

Cabeza de velocidad 0.016

Hm (altura vertedero) 0.539





Página: 233

CÁLCULO LONGITUD DEL VERTEDERO

Hv 0.466 m

L vertedero 1.352 m

L vertedero supuesta 1.400

Hv 0.456

Cota nivel vertedero 1119.790


h2 0.304 m

M 1.343 m

M ajustado 1.300 m


Diámetro tubería (") 10.000 pulgadas

Diámetro tubería (m) 0.227 m

Área tubería 0.040 m2

Pendiente 0.017

n 0.011

Q sección plena 0.070 m3/s

V sección plena 1.724 m/s

q/Q 1.002

d/D 0.894

v/V 1.052

Vreal 1.814

Vr2/2g 0.168

d 0.203

Energía especifica E2 tubo salida 0.371

Teniendo en cuenta los cálculos desarrollados en la tabla anterior, se concluye que la tubería principal que lleva las aguas servidas hasta la PTAR deberá contar con un diámetro de 10” a la salida de la estructura de alivio con dirección al pozo N61, esta tubería transportará temporalmente a su máxima capacidad un caudal de 0.070m3/s. El exceso de caudal será transportado por la tubería auxiliar de 24” hasta el río Volcanes. El cálculo de colectores y de la tubería de alivio se adjunta en el anexo 4.2.6 Diseño Hidráulico. Calculo del punto de aliviadero 3. El alivio número 3 permite descargar gran parte del caudal de aguas lluvias antes de llegar al sistema de tratamiento de aguas residuales. Los datos de entrada y los cálculos realizados se presentan en las tablas que se adjuntan a continuación.





Página: 234


Diámetro llegada (pulgadas) 24.000

Diámetro llegada 0.595 m

Área tubería llegada 0.278 m2

n 0.010

S tubería llegada 0.007

Q sección plena llegada 0.653 m3/s

V sección plena llegada 2.349 m/s

Q lluvias 0.146 m3/s

Q residual 0.018 m3/s

Q derivado 0.054

Factor dilución 4.000

Q derivado 0.073 m3/s

Qt 0.218 m3/s

q/Q 0.333

d/D 0.447

v/V 0.765


Vr (velocidad real llegada) 1.796 m/s

Vr 2/2g 0.164 m

Cota batea tubería llegada 1,127.609

Cota nivel agua tubería de llegada 1,127.875

qa 0.073 m3/s

Qv ( caudal alivio) 0.145 m3/s

CÁLCULO DIÁMETRO DEL ORIFICIO

Diámetro orificio 0.322 m

K 0.037

Fórmula 0.034

Diámetro orificio pulgadas 12.670

Área del orificio 0.081 m2

Diámetro orificio ajustada 14 pulgadas

Diámetro orificio ajustada 0.327 m

Área del orificio ajustada 0.084 m2

Q orificio ajustada 0.073 m3/s





Página: 235

CÁLCULO ALTURA DEL VERTEDERO

hń (carga para Qr) 0.103 m

h´ń (carga Qr). Altura total lámina d agua 0.266 m

Área sección mojada para h´ń 0.135

Velocidad del agua para flujo represado 0.538

Cabeza de velocidad 0.015

Hm (altura vertedero) 0.281

CÁLCULO LONGITUD DEL VERTEDERO

Hv 0.150 m

L vertedero 1.473 m

L vertedero supuesta 1.500

Hv 0.148

Cota nivel vertedero 1,127.742


h2 0.099 m

M 0.880 m

M ajustado 1.300 m


Diámetro tubería (") 14.000 pulgadas

Diámetro tubería (m) 0.327 m

Área tubería 0.084 m2

Pendiente 0.250

n 0.010

Q sección plena 0.791 m3/s

V sección plena 9.418 m/s

q/Q 0.092

d/D 0.229

v/V 0.526

Vreal 4.952

Vr2/2g 1.250

d 0.075

Energía especifica E2 tubo salida 1.325





Página: 236

Energía especifica E2 tubo entrada

Q tubo entrada 0.073

q/Q 0.111

d/D 0.261

v/V 0.555

Vreal 1.304

Vr2/2g 0.087

d 0.155

Energía especifica E1 tubo entrada 0.242

Cota batea tubería de llegada 1,127.609

Cota nivel agua llegada 1,127.764

Cota energía llegada Q AR diluidas 1,127.850

Velocidad promedio transición 3.128

Relación Rc/Ds 1.835

Pérdidas cambio de dirección 0.100

Pérdidas cambio de velocidad 0.116

Pérdidas totales transición 0.216

Cota energía salida estructura 1,127.634

Cota batea tubería de salida 1,126.309

El cálculo de colectores y de la tubería de alivio se adjunta en el anexo 4.2.6 Diseño Hidráulico.

9.1.4 Diseño de Sumideros 20 Estructura diseñada y construida para captar las aguas de escorrentía que corren por las cunetas de las vías y entregarlas a las cámaras de inspección de los alcantarillados combinados o de lluvias. Los sumideros Tipo B (sencillos y dobles) se localizarán en bahías laterales por fuera de la calzada de rodamiento de vías, en andenes, separadores viales y zonas verdes. Para calzadas adyacentes a ríos o canales de aguas lluvias no se deben hacer sumideros, los drenajes de aguas lluvias de estas vías deben conectarse directamente por canaleta a estos cauces. Cuando lo anterior no sea posible se podrán localizar en calzada previa autorización del área operativa de EMCALI EICE ESP Los sumideros deben ubicarse como mínimo cuando se presenten las siguientes situaciones:

20 Norma NDC-SE-RA-015. Sumideros y/o captación superficial de aguas lluvias en vías urbanas. GUENAA EMCALI EICE ESP Diseño-Construcción





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- Puntos bajos y depresiones en los cuales son de esperarse concentraciones de escorrentía superficial y donde puede ser muy eficiente la captación. - Cambio de pendiente longitudinal de las vías que en realidad corresponden a puntos bajos locales. - Aguas arriba del puente y reductores de velocidad que corresponden a sitios donde se pueden presentar concentraciones de escorrentía superficial. - Aguas abajo de puentes elevados para captar la escorrentía generada por estos. - Antes de las intersecciones de calles, para evitar que el tráfico deba sortear las corrientes superficiales. - Aguas arriba de los cruces peatonales, para que los peatones no se vean obligados a cruzar las corrientes de escorrentía. - Aguas arriba de los pasos a desnivel. Hay otros criterios a tener en cuenta para realizar la ubicación final: - Analizar el esquema geométrico de cada calle, particularmente de su sección transversal, de forma que se pueda decidir si se debe poner un sumidero en cada lado o sólo en el lado bajo. Este criterio es importante en calles antiguas o repavimentadas, es decir donde el drenaje superficial es deficiente. - En las intersecciones de las calles, antes de la zona de tráfico de peatones y en especial cuando deba impedirse el flujo transversal de la escorrentía o evitar tras bases, en los puntos bajos donde puedan crearse depresiones con aguas estancadas, de tal manera que se garantice la captación de las aguas. - Si la Gerencia de la Unidad Estratégica de los Negocios de Acueducto y Alcantarillado lo considera necesario, se podrán construir sumideros de “Entrada Lateral” en zonas de tráfico pesado, previo concepto favorable del Departamento de Recolección en la zona correspondiente a la ubicación del proyecto. - No localizar sumideros donde interfieran con otros servicios públicos como son las cajas de electricidad y de teléfonos. Para la recolección de aguas lluvias se proyecta la construcción de 23 aliviaderos sencillos y 5 aliviaderos dobles. Para la proyección de los aliviaderos según las normas NDC-SE-RA-015 de EMCALI, se construirán aliviaderos Tipo B los cuales deben cumplir con los siguientes parámetros.





Página: 238

Tabla 9-9 Parámetros para el Diseño de Sumideros

CLASIFICACIÓN DE LA VÍA ANCHO DE INUNDACIÓN SUPERFICIAL

ADMISIBLE T (m) VALOR MÁXIMO ADMISIBLE DE Y EN

UNA VÍA (m)

Zona Residencial 3.00 0.06

Zona comercial o institucional 2.5 0.05

Vía tipo V-0 y V-3 2.5 0.05

Fuente: EMCALI, NDC-SE-RA-015, 2012

El ancho de inundación de acuerdo a las normas de urbanismo se toma dejando un borde libre de 3.5m21

• Ancho de Inundación de la Vía (T)

(T) = Ancho de la vía - Borde libre

2

Donde T = ancho de inundación de la vía (m) Borde libre de la vía = 3.5m

• Profundidad Máxima de Aproximación del Agua al Sumidero (Y)

Y = T Sx Donde Y = Profundidad máxima de aproximación del agua al sumidero (m) T = ancho de inundación de la vía (m) Sx = pendiente transversal de la vía

• Caudal de Aproximación a la Cuneta (Q)

Q = 2.96 Ao (Y+a) 1/2 Donde Q = Caudal de aproximación a la cuneta (m3/s) Ao = Área neta de flujo de la rejilla (m2) Y = Profundidad máxima de aproximación del agua al sumidero (m) a = depresión de la cuneta (m)

21 LÓPEZ, Cualla Ricardo Alfredo. Elementos de diseño para acueductos y alcantarillados, Editorial Escuela Colombiana de ingeniería, Segunda edición, 2003, pág. 466.





Página: 239

El caudal dado por la ecuación anterior puede reducirse en cerca del 25% para tener en cuenta la obstrucción de la rejilla por acumulación de sedimentos22. Por lo tanto el caudal captado se dará por la siguiente ecuación:

Q = Q * (100% - 25%) Para la recolección de las aguas lluvias en Salónica se proyecta la construcción de sumideros tipo B según la anterior norma los cuales tienen las siguientes características: El área libre de la rejilla es la del sumidero TIPO B de la norma NDC-SE-RA-015. El área libre de la rejilla es la siguiente

Ao = ancho * largo * # de espacios Ao sencillo = 0.06 m* 0.34 m* 6 = 0.12𝑚2

Ao doble = 0.06 m* 0.34 m* 12 = 0.24𝑚2 Cálculo de un sumidero tipo. Teniendo en cuenta lo anterior se procede a realizar el cálculo de las dimensiones del sumidero, para la condición de área aferente más grande de un tramo vial. Partiendo de esta consideración se propone como tramo a evaluar aquel comprendido entre N69 y el N42 (Ver Imagen 9-5).

Imagen 9-5 Tramo del N69 al N42.


22 LÓPEZ, Cualla Ricardo Alfredo. Elementos de diseño para acueductos y alcantarillados, Editorial Escuela

Colombiana de ingeniería, Segunda edición, 2003, pág. 465.





Página: 240

Acorde con el plano de áreas aferentes se tiene un área total de aporte de 0.379Ha; la longitud del tramo vial evaluado es 59.96m. Cota superior: 1134.88m Cota inferior: 1128.90m La pendiente longitudinal es de: (1134.88m-1128.90m)/59.96m=0.099m/m. El bombeo de la vía se asume en 2%. Ancho de la corona con bombeo uniforme: 6.3m Intensidad de la lluvia: 60.08mm/hr para 15 min TR 2 años. El caudal generado durante el periodo de lluvia es de:

𝑄 = 2.78 ∗ 0.70 ∗60.08𝑚𝑚

ℎ𝑟∗ 0.379 = 44.31𝐿/𝑠

Luego el caudal transportado por solo un carril de la vía es: Q=44.31L/s*0.5=22.15L/s Luego el ancho de vía inundado es de:

𝑄 =𝑇8/3 ∗ 𝑆5/3 ∗ 𝑆𝑙1/2

2.64𝑛

𝑇 = (2.64 ∗ 𝑄 ∗ 𝑛

𝑆𝑥5

3 ∗ 𝑆𝑙1

2

)

3/8

= (2.64 ∗ 0.022.∗ 0.015

0.025

3 ∗ 0.0991

2

)

3/8

= 1.27𝑚

𝑌 = 𝑇𝑆𝑥 = 1.27𝑚 ∗ 0.02 = 0.025𝑚

Acorde con el cálculo anterior se estima que la lámina no alcanza a superar el eje de la vía, ya que el ancho de carril es de 3.15m y el ancho de inundación estimado es de 1.27m, con una profundidad de la lámina de agua de 0.025m. La capacidad del sumidero está dada por:

𝑄 = 2.96 ∗ 𝐴𝑜 ∗ (𝑌 + 𝑎)0.5 Dónde: Q: caudal de aproximación al sumidero (m3/s)

Ao: Área neta de flujo de la rejilla en m2. Y: Profundidad máxima de aproximación al sumidero (m). a: Depresión del sumidero de cuneta (m), para el presente caso a=0.045





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𝐴𝑜 =𝑄

2.96 ∗ (𝑌 + 𝑎)0.5=

0.022𝑚3/𝑠

2.96 ∗ (0.025 + 0.045)^0.5= 0.028𝑚2

Para el sistema de alcantarillado pluvial del corregimiento de Salónica se proyecta un sumidero tipo B sencillo (Ver Imagen 9-7), el cual cuenta con una rejilla de 0.73m de longitud y 0.40m de ancho con orificios de 0.06m x 0.21m:

Imagen 9-6 Planta de sumidero tipo B sencillo.


Imagen 9-7 Esquema de rejillas del sumidero tipo B.






Página: 242

Luego el área neta de la rejilla es de:

𝐴 = 6 ∗ 0.06𝑚 ∗ 0.21𝑚 = 0.076m2.

𝐴𝑜 = 𝐴 ∗ (1 − 0.25) = 0.076𝑚2 ∗ 0.75 = 0.057𝑚2

Acorde con el resultado anterior se estima que el área del sumidero propuesto es adecuada, ya que se requiere 0.028m2 y se dispone de 0.057m2, luego la Consultoría toma como referencia el sumidero tipo B para todo el proyecto. La conexión del sumidero se realizará al pozo de inspección de aguas lluvias más cercano a través de una tubería PVC de 10”, tal y como lo recomienda las especificaciones técnicas de EMCALI. Por otra parte, para la tubería de 10” se asume una pendiente mínima del 3%, lo que permite chequear la capacidad de la tubería tal y como se muestra a continuación.

Imagen 9-8 Cheque de capacidad en tuberías de interconexión de sumideros.

Fuente: H-Canales V3.0

Acorde con el cálculo anterior se obtiene una profundidad de la lámina de agua en la tubería de 0.0673m, para una relación de llenado de y/D=0.30, lo que se considera aceptable. Por otra parte la velocidad (2.19 m/s) que se presenta en la tubería es adecuada y no genera sedimentación.





Página: 243

9.2 DISEÑO DEL SISTEMA DE TRATAMIENTO DE AGUAS RESIDUALES A continuación se presentan los diseños finales del sistema de tratamiento propuesto:

9.2.1 Tratamiento Preliminar El Tratamiento Preliminar para el Sistema de Tratamiento de Aguas Residuales del Corregimiento de Salónica, estará compuesto por una sola estructura de tratamiento capaz de manejar los caudales afluentes de aguas residuales. Las estructuras que hacen parte de este primer proceso de tratamiento, en orden de secuencia hidráulica del flujo son:

Canal de aducción

Aliviadero (Vertedero de rebose de emergencias)

Rejilla de cribado

Estructura de división de caudales a los desarenadores por medio de compuertas y canales.

Estructura de desarenado con foso de almacenamiento y sistema de evacuación de arenas.

Estructura de control de velocidad y aforo.

Canal de unión de los dos trenes y salida.

9.2.1.1 Canal de Aducción El canal de aducción a la entrada del sistema está previsto para direccionar el agua proveniente de la llegada hacia los sistemas de cribado, este canal debe estar diseñado para que el flujo de entrada tenga una velocidad superior a los 0,30 m/s, para evitar sedimentación de materia orgánica. Está dispuesto además para desarrollar en las afluencias de llegada a la planta unas condiciones hidráulicas estables, sub críticas y laminares, en este caso el número de Froude debe ser inferior a 0.90. Considerando el título E.4.4.2.4 de las normas RAS, la velocidad de aproximación a las rejillas debe estar entre 0,3 y 0,6 m/s. Por lo reducido del caudal, se adopta un valor de 0,3 m/s para la velocidad del agua en el canal. Los caudales del agua residual en la entrada a la PTAR son:

Caudal medio diario = 4,17 L/s Factor de mayoración = 3,34 Caudal máximo horario = 4,17 x 3,34 = 13,93 L/s

La profundidad del agua en el canal será: Sección del canal = rectangular Ancho del canal = 0,50 m Velocidad del agua = 0,30 m/s





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Área del flujo en el canal = Caudal / Velocidad Área del flujo en el canal = 0,01393 / 0,3 = 0,046 m2 Altura del agua en el canal = 0,046 / 0,5 = 0,093 m ≡ 0,09 m Borde libre escogido = 0,41 m Altura total del canal = 0,50 m Largo del canal = 2,90 m Aguas abajo de este canal se ubicará la rejilla de cribado, conservando las dimensiones antes propuestas, adicionalmente se utiliza para el apoyo de la plataforma de limpieza de la rejilla, la cual se describe más adelante.

• Vertedero de Rebose de Emergencias Este vertedero estará diseñado para cumplir con dos propósitos: el primero, evacuar el caudal excedente de entrada a la planta siempre cuando éste supere la capacidad del sistema, la altura a la cual se ubicará el fondo de la estructura dependerá del nivel ocasionado por la sección de control, ubicada aguas abajo del sistema de desarenado y el segundo propósito, como “by pass” para los mantenimientos o eventos de fuerza mayor que requiera cerrar el paso de agua hacia la planta, por lo que se lo diseña con el caudal total que ingrese a la planta. La ecuación fundamental de diseño de esta estructura será la fórmula de Francis, según se establece en la siguiente expresión:

Q = C x L x H 3/2 Dónde:

Q: Caudal de diseño de excesos, en m3/s C: Coeficiente de descarga de forma del Vertedero, 1,838 L: Longitud del vertedero, en m H: Altura de la lámina de agua, en m

Con el vertedero de rebose se controlará el caudal afluente a la estación de tratamiento. El caudal de exceso lo conformarán las aguas de infiltración y las aguas lluvias que como conexiones erradas transporta el sistema de alcantarillado sanitario. De acuerdo con la información obtenida del diseño del sistema de alcantarillado sanitario los caudales afluentes no residuales del sistema de alcantarillado son: Caudal de infiltración = 4,27 L/s Caudal conexiones erradas = 4,27 L/s Caudal de alivio = 8,54 L/s Asumiendo la longitud del vertedero de 50 cm, la altura de la lámina de agua será:

H = (Q / (C x L))2/3

H = (0,00854 / (1,838 x 0,50))2/3 = 0,05 m





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Las cotas en la llegada a la PTAR son las siguientes:

Cota clave de la tubería en la llegada = 1116,30 Cota batea de la tubería en la llegada = 1115,94 Cota nivel agua en el canal de llegada = 1115,94+0,126 = 1116,07 Cota cresta del vertedero de excesos = 1116,07+0,02 = 1116,09 Cota nivel agua después de rejilla = 1116,07-0,10 = 1115,97

• Sistema de Rejilla Considerando el Título E.4.4.2 de las normas RAS, en el canal de entrada y como parte del sistema de pre-tratamiento del agua se instalará una rejilla de limpieza manual con ángulo de inclinación de 45º, con una separación entre barras de 3 cm; las barras serán de sección rectangular de media (1/2) pulgada de ancho en acero, lisas y recubiertas con pintura epóxica anticorrosiva. La rejilla estará conformada por 11 barras que ocupan un ancho total de 0,14 m aproximadamente, más 12 espacios libres con un ancho total de 0,36 metros, lo que generaría un ancho total de 0,50 metros. La rejilla se apoya sobre ángulos en “L” de 2” x 2” por 1/2” de espesor, empotrados a su vez en la placa de piso del canal y en las paredes mediante guías en acero inoxidable con perfil en “U” de 2” x 1/4” x 1/4”, en la parte superior se encontrará la bandeja de escurrido de los sólidos retenidos, la cual será en concreto reforzado de espesor 10 centímetros y dimensiones en planta de 0,60 x 0,60 metros de lados. Las dimensiones del canal donde se instalará esta rejilla son de 0,50 m de ancho por 0,50 m de altura efectiva total, la reja irá apoyada en la parte superior en la plataforma de limpieza. El cálculo de la pérdida de carga en la rejilla se efectúa por medio de la fórmula de Kirschmer de acuerdo con el título E.4.4.2.6 de las normas RAS.

2g

Vsen(b))

a

tk(h

24/3

f

Dónde:

hf: Pérdida de carga o energía en m k: Factor que depende de la sección transversal de las láminas, 2.42 a: Espaciamiento entre barras en m, t: Espesor de barras o mayor dimensión en la sección normal al flujo en m b: Ángulo de inclinación de la rejilla con la horizontal en grados, 45 º. V: Velocidad aguas en la rejilla en m/s V2/2g: Energía cinética o de velocidad del flujo en m. g: Aceleración de la gravedad, en m/s2





Página: 246

Caudal máximo horario = 13,93 L/s Ancho efectivo en el paso por la rejilla = B = 0,50 – 11 x 0,0127 = 0,36 m Profundidad media en el paso rejilla = 0,09 m Velocidad a través de la rejilla = V = 0,01393/(0,36 x 0,09) = 0,42 m/s Cabeza de velocidad = hv = V2/2g = 0,009 m

Pérdidas de carga en la rejilla:

hr = 2,42 x (0,0127/0,03)4/3 x seno(45) x 0,009 = 0,005 m Considerando obstrucciones en la rejilla, se adopta una pérdida de 10 cm. La cota del nivel de agua aguas debajo de la rejilla será:

Cota nivel agua antes de la rejilla = 1116,07 Pérdidas de carga en la rejilla = 0,10 m Cota nivel agua después de la rejilla = 1116,07 - 0,10 = 1115,97

9.2.1.2 Canal Desarenador Para el sistema desarenado se proyectan dos canales de sección rectangular, acompañados de una sección de control de velocidad, la cual permite, garantizar una velocidad constante a lo largo del canal independientemente del caudal afluente con el fin de no permitir asentamiento de materia orgánica indeseable en esta parte del sistema, para ello siempre se conservará una velocidad cercana y por encima a los 0,30 m/s. Finalmente, se instalará un vertedero de cresta delgada para garantizar el nivel de agua constante aguas arriba y a lo largo de la cámara de desarenación. Los parámetros de diseño de cada unidad son: Caudal medio actual de llegada a la planta = 4,17 L/s Caudal mínimo de afluencia a la planta (Qmín) = 0,70 L/s Caudal máximo horario de diseño de la planta = 13,93 L/s Caudal Total de Diseño de la estructura preliminar = 13,93 L/s Siguiendo con la metodología planteada por Romero Rojas23 se debe calcular la sección de control para cada uno de los caudales mencionados anteriormente: Para tener una velocidad constante en el canal desarenador, la sección del canal será parabólica, en la cual el área viene dada por la siguiente expresión:

A = 2. H. T/ 3

23 “Tratamiento de aguas residuales. Teoría y principios de diseño”. Jairo Alberto Romero Rojas. Editorial: Escuela Colombiana de Ingeniería. Tercera edición.





Página: 247

En donde,

A = Área de la sección, en m2 H = Altura de la sección, en m T = Ancho superior de la sección, en m

El diseño final de la sección parabólica, para fines constructivos, se ajustará a una sección con tramos rectos. Considerando el caudal de diseño (QMH) pasando por uno de los canales, la altura del agua en la estructura será:

Caudal máximo horario por canal = 13,93 L/s Ξ 0,01393 m3/s La velocidad del agua en el desarenador se asume en 0,30 m/s de acuerdo con el Título E.4.4.4.3 de las normas RAS. Para los canales de desarenación se asume un ancho de 0,50 m.

Q = V. A = V. 2. H. T/3

H = 3 *Q 2*T*V H = __3x 0,01393__ = 0,14 m

2 x 0,50 x 0,30 Aplicando la ecuación de Bernoulli e igualando la línea de energía en el desarenador y en la sección de control se llega al siguiente resultado:

Vc2/ 2g = 0,046 m

Profundidad crítica = Hc = 2 x Vc

2/ 2g = 2 x 0,046 = 0,09 m

Velocidad crítica = Vc = (2 x 9,81 x 0,046)1/2 = 0,95 m/s Área de la sección de control = Q/Vc = 0,01393 / 0,95 = 0,015 m2 Ancho de la sección de control (w)= Área sección / Hc = 0,015/0,09 = 0,16m

Considerando el caudal medio pasando por cada canal de desarenación de 0,00417 m3/s, el área de flujo en la sección de control será:

A = (Q2. w /g)1/3


A = (0,004172x 0,16 / 9,81)1/3 = 0,0065 m2





Página: 248

La profundidad del flujo en la sección de control será: Hc = Área / w = 0,0065 / 0,16 = 0,04 m La profundidad del agua en el canal desarenador será: H = 3,1 * Hc / 2 = 3,1 x 0,04 / 2 = 0,06 m


T = 3 x 0,00342 / 2 x 0,06 x 0,3 =0,35 m Considerando que los dos canales de desarenación se encuentren funcionando en forma paralela, con un valor igual a la mitad del caudal máximo horario (0,0069 m3/s), el área de flujo en la sección de control será:

A = (Q2. w /g)1/3


A = (0,00692x 0,16 / 9,81)1/3 = 0,0092 m2 La profundidad del flujo en la sección de control será: Hc = Área / w = 0,0092 / 0,16 = 0,058 m La profundidad del agua en el canal desarenador será: H = 3,1 * Hc / 2 = 3,1 x 0,058 / 2 = 0,086 m


T = 3 x 0,0069 / 2 x 0,086 x 0,3 =0,404 m

9.2.1.3 Longitud de la Cámara Desarenadora La longitud de la cámara desarenadora se calcula considerando el diámetro de la partícula a remover, para este caso se considera una partícula de arena con diámetro de 0,21 mm (tamiz 65) o mayores; la velocidad de sedimentación de esta partícula se calcula por medio de la ley de Stokes para una densidad relativa de 2,65 y se obtiene un valor de 1,15 m/minuto. De acuerdo a la relación de velocidades y geometría (altura y largo del desarenador) se obtiene:

L/VH = H/VS





Página: 249

Dónde:

L: Longitud o largo del canal, en metros. VH: Velocidad Horizontal en el canal, 0,30 m/s. VS: Velocidad de Sedimentación, en m/s. H: Altura de la lámina de agua, en metros.

De donde la longitud a lo largo del canal será:

L = H x VH / VS La altura de lámina de agua más desfavorable será la que se presente durante el caudal máximo horario al horizonte de diseño, ya que la partícula necesitará más longitud para decantar hasta el fondo del canal. Por lo tanto:

Altura de la lámina de agua para Q máx horario = 0,14 m Velocidad horizontal de diseño = 0,30 m/s Velocidad vertical de sedimentación de la partícula = 1,15 m/minuto L = 0,14 m x 0,30 m/s x 60 / 1,15 m/min = 2,18 m

Teniendo en cuenta que se deben adicionar una longitud mínima igual a 2 veces la profundidad en la cámara desarenadora y una longitud máxima adicional del 50% de la longitud teórica de la cámara. Entonces las longitudes corresponden a: Longitud mínima adicional = 2 * 0,14 = 0,28 m Longitud máxima adicional = 0,50 * 2,18 = 1,09 m Longitud promedio = 0,68 m Por lo anterior, se establece la longitud de la cámara desarenadora igual a: L total = L teórica + L promedio = 2,18 + 0,68 = 2,86 m El Tiempo de retención hidráulico es:

TRH = L / VH Dónde:

TRH = Tiempo de retención hidráulico, segundos L = Longitud del canal desarenador, m VH = Velocidad horizontal en el canal (0,30 m/s)

TRH = 2,86 m / 0,30 m/s = 0,16 minutos = 9,55 segundos





Página: 250

Lo anterior muestra que el dimensionamiento establecido para el canal desarenador NO cumple con lo recomendado por la norma RAS (Tiempo de retención debe estar entre 20 segundos y 180 segundos según el numeral E.4.4.4.4) Por lo anterior, es necesario, establecer una longitud mayor que permita que el tiempo de retención cumpla con lo establecido por la normatividad. Por lo anterior, se recalcula la sección de control para los caudales máximos y medios, y se realiza el chequeo del tiempo de retención: Considerando el caudal de diseño (QMH) pasando por uno de los canales, la altura del agua en la estructura será: H = 0,29 m Vc

2/ 2g = 0,096 m Profundidad crítica = Hc = 0,19 m Velocidad crítica = Vc = 1,37 m/s

Área de la sección de control = 0,01 m2

Ancho de la sección de control (w) = 0,05 m Considerando el caudal medio pasando por cada canal de desarenación de 0,00417 m3/s, el área de flujo en la sección de control será: Ac = 0,0046 m2

Hc = Área / w = 0,0046 / 0,05 = 0,086 m

H = 3,1 * Hc / 2 = 3,1 x 0,086 / 2 = 0,128 m T = 3 x 0,00417 / 2 x 0,128 x 0,3 =0,163 m Considerando que los dos canales de desarenación se encuentren funcionando en forma paralela, con un valor igual a la mitad del caudal máximo horario (0,0069 m3/s), el área de flujo en la sección de control será: Ac = (0,00692x 0,05 / 9,81)1/3 = 0,0064 m2

Hc = Área / w = 0,0064 / 0,05 = 0,12 m

H = 3,1 * Hc / 2 = 3,1 x 0,12 / 2 = 0,18 m





Página: 251

T = 3 x 0,0069 / 2 x 0,18 x 0,3 =0,40 m

La longitud de la cámara desarenadora se calcula considerando el diámetro de la partícula a remover, para este caso se considera una partícula de arena con diámetro de 0,21 mm (tamiz 65) o mayores; la velocidad de sedimentación de esta partícula se calcula por medio de la ley de Stokes para una densidad relativa de 2,65 y se obtiene un valor de 1,15 m/minuto. La altura de lámina de agua más desfavorable será la que se presente durante el caudal máximo horario al horizonte de diseño, ya que la partícula necesitará más longitud para decantar hasta el fondo del canal. Por lo tanto:

Altura de la lámina de agua para Q máx horario = 0,29 m Velocidad horizontal de diseño = 0,30 m/s Velocidad vertical de sedimentación de la partícula = 1,15 m/minuto L = 0,29 m x 0,30 m/s x 60 / 1,15 m/min = 4,57 m

Teniendo en cuenta que se deben adicionar una longitud mínima igual a 2 veces la profundidad en la cámara desarenadora y una longitud máxima adicional del 50% de la longitud teórica de la cámara. Entonces las longitudes corresponden a: Longitud mínima adicional = 2 * 0,29 = 0,58 m Longitud máxima adicional = 0,50 * 4,57 = 2,28 m Longitud promedio = 1,43 m Por lo anterior, se establece la longitud de la cámara desarenadora igual a: L total = L teórica + L promedio = 4,57 + 1,43 = 6,00 m El Tiempo de retención hidráulico es: TRH = 6,00 m / 0,30 m/s = 0,13 minutos = 20,00 segundos Lo anterior muestra que el dimensionamiento establecido para el canal desarenador cumple con lo recomendado por la norma RAS (Tiempo de retención debe estar entre 20 segundos y 180 segundos según el numeral E.4.4.4.4) Finalmente, se calcula la tasa de desbordamiento superficial: Tasa superficial = Q / As En donde Q es el caudal máximo horario y As es el área superficial Q = 13,93 L/s x 86400/1000 = 50,14 m3/hora As = 6,00 x 0,50 = 3,00 m2





Página: 252

Tasa desbordamiento superficial = 50,14 / 3,00 = 16,71 m / hora < 65 m/hora OK

Adicionalmente, se proyecta un sistema de evacuación de lodos en tubería de 8” al inicio de esta cámara, teniendo en cuenta el comportamiento del bulbo de sedimentación que generan los lodos y arenas que ingresan a la estructura. El sistema de desagüe se opera mediante una válvula mariposa con caja de inspección a la salida de la estructura. 9.2.1.4 Cálculo del vertedero de aforo Tradicionalmente, a la salida de la cámara desarenadora se instala un vertedero sutro que garantiza una velocidad constante dentro de la cámara y además, por su geometría permite la evacuación de lodos. Para este proyecto en específico, se estableció un vertedero tipo triangular (proporcional) con el fin de facilitar las labores de construcción, instalación y operación de la estructura. A continuación se describe la metodología de diseño de dicho vertedero: Se proyecta un vertedero triangular con escotadura de 90° a la salida de cada cámara de desarenación. La carga hidráulica sobre el vertedero triangular de 90° de escotadura viene dada por la siguiente expresión:

Q = C. tan (Ɵ/2). H2,47 En donde,

Q = Caudal en m3 /s C = Coeficiente = 1,32 (Teórico) Tan = tangente Ɵ = ángulo de escotadura del vertedero = 90° H = Carga hidráulica sobre la cresta del vertedero, en m

Para el caudal de diseño (QMH) de 0,01393 m3/s:

H1 = (0,01393/(1,32 x tan (90°/2))1/2,47= 0,158 m = 0,16 m Considerando el caudal que pasará por el vertedero cuando estén operando las dos cámaras de desarenación al tiempo se tiene que:

H2 = (0,0069/(1,32 x tan (90°/2)))1/2,47= 0,119 m = 0,12 m Para la medición del caudal afluente, se instalará una regla graduada a una distancia de cuatro veces la carga hidráulica del vertedero. Distancia del vertedero a la regla metálica = 4 x 0,158 = 0,63 m Considerando la fórmula del vertedero triangular de 90° de escotadura, se tendrá la siguiente tabla para la medición de caudales:





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Q = 3,118 * H ^2.5 Ecuación de Calibración del vertedero

Tabla 9-10 Reglilla de medición de caudales

H H Q Q

(cm) (m) (m3/s) (L/s)

3 0,03 0,0005 0,49

4 0,04 0,0010 1,00

5 0,05 0,0017 1,74

6 0,06 0,0027 2,75

7 0,07 0,0040 4,04

8 0,08 0,0056 5,64

9 0,09 0,0076 7,58

10 0,10 0,0099 9,86

11 0,11 0,0125 12,51

12 0,12 0,0156 15,56

13 0,13 0,0190 19,00

14 0,14 0,0229 22,87

15 0,15 0,0272 27,17

16 0,16 0,0319 31,93

17 0,17 0,0372 37,16

18 0,18 0,0429 42,87

19 0,19 0,0491 49,07

20 0,20 0,0558 55,78 Fuente: Manov Ingeniería Ltda.

9.2.1.5 Perfil Hidráulico

Cota clave de la tubería en la llegada = 1116,30 Cota batea de la tubería en la llegada = 1115,94 Cota nivel agua en el canal de llegada = 1115,94+0,126 = 1116,07 Cota cresta del vertedero de excesos = 1116,07+0,02 = 1116,09 Cota nivel agua después de rejilla = 1116,07-0,10 = 1115,97 Cota solera canal después de la rejilla = 1115,89 Cota nivel agua canal desarenador = 1115,97 Cota cresta vertedero proporcional = 1115,97-0,16=1115,81 Cota nivel agua después del vertedero = 1115,71 Cota fondo canal desarenador = 1115,29 Cota fondo canal desarenador (desagüe) = 1114,84 Cota corona muro canal desarenador = 1116,39 Cota fondo después estructura de control = 1115,29

El plano 33 corresponde al diseño hidráulico del desarenador y los planos 44 y 45 corresponden a los diseños estructurales. Dichos planos se encuentran en el Anexo 4.2.13 del proyecto.





Página: 254

9.2.2 Sistema de Bombeo de Aguas residuales Es claro que de acuerdo a las recomendaciones geotécnicas y debido a las condiciones del predio donde se localizará la PTAR, las estructuras no podrán cimentarse a más de 4m de profundidad, ya que esto implica dificultades durante la construcción e inestabilidades posteriores de las estructuras debido a la presencia de nivel freático a un poco profundidad. Por lo anterior, y teniendo en cuenta que la topografía del predio es plana, la PTAR no puede funcionar por gravedad en su totalidad. Es necesario, transportar las aguas residuales desde el desarenador hasta el tanque Imhoff mediante un sistema de bombeo. La estación contará con un pozo cilíndrico de 1,5 m de diámetro interno el cual estará equipado con dos bombas sumergibles con aplicación a aguas residuales, una en operación y otra en stand-by. El bombeo debe programarse de tal forma que las bombas funcionen de forma alterna y para que el desgaste sea por igual. 9.2.2.1 Diseño del pozo de succión

Para el dimensionamiento del pozo de succión de la estación elevadora se requiere el caudal que entra al pozo de bombeo, el cual se define como el QMH para las dos unidades del Imhoff teniendo en cuenta que los módulos serán alimentados simultáneamente:

𝑄𝑀𝐻 = 13,93𝐿/𝑠 Una vez definido el caudal de entrada a la estación de bombeo de aguas residuales, se requiere calcular el caudal de bombeo de los equipos sumergibles que se instalarán; dicho caudal se calcula mediante la siguiente ecuación:

𝑄𝑏 =𝑄𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎

𝐹𝑆; 𝐹𝑆 = 0,90 (𝐶𝑜𝑛𝑠𝑢𝑙𝑡𝑜𝑟í𝑎)

𝑄𝑏 =𝑄𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎

𝐹𝑆=

13,93

0,90= 15,48 𝐿/𝑠

Establecidos estos aspectos se procede a estimar el volumen del pozo de succión (pozo húmedo) de acuerdo con la siguiente expresión:

𝑉𝑚𝑖𝑛 = 900 ∗𝑄𝑏

𝑛 ∗ 𝑁

Dónde:

Vmín =volumen mínimo pozo húmedo, Qb = Caudal de bombeo (15,48 L/s).





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N = número de bombas con las que va a operar el sistema, (1 bomba) n = número de arranques por hora (5 arranques).

Luego, entonces se tiene que:

𝑉𝑚𝑖𝑛 = 900 ∗15,48

1 ∗ 5= 2786 𝐿/𝑠 = 2,78 𝑚3

Definido el volumen útil del pozo de succión en 2786 L, se procede al cálculo de los tiempos de retención:

entradaQmin

min Vol.llenado de T

El caudal mínimo de entrada se establece como el caudal medio diario (Qmd) y es igual a 4,17 L/s.

𝑇 𝑙𝑙𝑒𝑛𝑎𝑑𝑜 =2786

4,17= 668,10 𝑠𝑒𝑔𝑢𝑛𝑑𝑜𝑠 = 11,13 𝑚𝑖𝑛𝑢𝑡𝑜𝑠

Qentrada)-(Qbomba

min. Vol. vaciado T

𝑇 𝑣𝑎𝑐𝑖𝑎𝑑𝑜 =2786

(15,48 − 4,17)= 246,38 𝑠𝑒𝑔𝑢𝑛𝑑𝑜𝑠 = 4,11 𝑚𝑖𝑛𝑢𝑡𝑜𝑠

Duración total del ciclo de bombeo:

𝑇 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑇 𝑙𝑙𝑒𝑛𝑎𝑑𝑜 + 𝑇 𝑣𝑎𝑐𝑖𝑎𝑑𝑜 = 11,13 min + 4,11 min = 15,24 min < 30 min 𝑂𝐾 Para el volumen proyectado (2786 L) y para un diámetro de 1.5 m del pozo la profundidad de la lámina de agua para el caudal máximo de entrada será de 1,58m. Para el caudal mínimo de entrada la profundidad de la lámina de agua será de 0,38m. Cota de descarga de la tubería en el Imhoff = 1122,72 Cota tapa pozo de succión = 1116,05 Cota terreno pozo de succión = 1116,00 Cota nivel mínimo de agua en el pozo de succión = 1113,56 Cota nivel máximo de agua en el pozo de succión = 1115,14 Cota fondo del pozo de succión = 1113,18





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9.2.2.2 Diseño del sistema de bombeo El diseño del sistema de bombeo se realizará calculando las pérdidas por fricción, pérdidas locales (por accesorios), la altura dinámica total y la potencia del equipo de bombeo. Para el diseño inicialmente se establecen los datos generales del proyecto, incluyendo el caudal total, la cota mínima de succión, la cota máxima de agua en el pozo y la cota de descarga de la tubería en el Imhoff.

Tabla 9-11 Datos Generales del Sistema

PARAMETRO UNIDAD VALOR

Caudal total L/s 15.48

Número de unidades en paralelo Un 1

Caudal de una bomba L/s 15.48

Cota mínima de succión m 1113.56

Cota del eje de la bomba m 1113.46

Cota de descarga tubería (m). m 1122.72

Altura sobre el nivel del mar m 1110

Temperatura media del fluido cálculo de Npsh ºC 28

Temperatura media del fluido cálculo de pérdidas

ºC 10

Viscosidad cinemática para aguas residuales m/s2 1,31E-06

Fuente: Manov Ingeniería Ltda.

El paso a seguir consiste en calcular las pérdidas por fricción y locales en cada tramo del sistema estableciendo la rugosidad del material (Ks), diámetro del múltiple de impulsión, y los Km de los accesorios en el múltiple. Se aclara que por tratarse de bombas sumergidas no se presentan perdidas en la succión. Se escoge como diámetro de impulsión 4” en Hierro Dúctil ya que para transportar el caudal de 15,48 L/s se genera una velocidad de 1,61 m/s la cual cumple con el rango de velocidades de impulsión que establece la norma Ras (1 m/s - 3 m/s). Los cálculos de las pérdidas se encuentran en las siguientes tablas:





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Tabla 9-12 Pérdidas por Fricción en el Múltiple de Impulsión

Caudal = 15.48 L/s

Diám. Interno = 100 mm

I Múltiple Impulsión Individual

Re = Flujo turbulento

No. Accesorios Unid. Material Km (Acc) Ks (Tub) Cant. Hf / Hm 150,185,271.80

Ampliación concéntrica Un. HD 0.16 1 0.03

Válvula de retención Tipo pesado Un. HD 2.00 1 0.40

Codo de 90° radio medio Un. HD 0.59 4

0.47

Válvula de compuerta abierta Un. HD 0.15 1 Hm Acc 0.03

Entrada recta a tope Un. HD 0.50 1

0.10

Te con salida lateral Un. HD 1.00 1

0.20

Unión Un. HD 0.30 1

0.04

Tubería recta ml. HD 0.10 4.05

0.08

Hf (mts) = 1.34


Una vez estimada las pérdidas en el múltiple de impulsión se calculan las pérdidas generadas en la línea de impulsión, para lo cual se requiere establecer, la rugosidad del material (ks), los accesorios en la tubería y el diámetro de la misma. El diámetro se establece de 4” y el material PVC.

Tabla 9-13 Pérdidas por Fricción en la Línea de Impulsión

Caudal = 15.48 lps

Línea de Impulsión

Diám. Interno = 100 mm

IV. Línea de Conducción

Re = Flujo turbulento

No. Accesorios Unid. Material Km (Acc) Ks (Tub) Cant. Hf / Hm 150,185,271.80

Tubería recta ml. PVC 0.0015 9.69 Hf Tub 0.17

Codo de 90° radio corto Un. PVC 0.9000 3

0.53

Unión Un. PVC 0.3000 2 Hm Acc 0.10

Salida Un. PVC 1.0000 1

0.20

Hf (mts) = 0.99


Hf total = 1,34 + 0,99 = 2,34 m Con el cálculo de las pérdidas en todo el sistema y las cotas de succión y descarga se estima la altura dinámica total; obteniéndose los resultados que se presentan en la siguiente tabla:





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Tabla 9-14 Cálculo de la Altura Dinámica Total del Sistema

Salida

1 Cota de Terreno 1116,00

2 Cota eje de bomba 1113,46

3 Cota mínima de succión 1113,56

4 Cota terreno de entrega 1116,00

5 Altura de la caja 6,72

6 Presión a la llegada 1,00

7 Cota cálculo estático (mínima entre 1, 2 y 3) 1113,46

Llegada

8 Cota terreno de entrega 1116,00

9 Altura de la caja 6,72

10 Presión a la llegada 1,00

11 Cota cálculo estático (suma de 8, 9 y 10) 1123,72


La altura estática corresponde a la diferencia entre la cota de llegada y la cota de salida:

Hestática = 1113,46 – 1123,72 = 10,26 m

La altura dinámica total corresponde a la suma de la altura por pérdidas, la altura estática y una cabeza de velocidad a la salida.

HDT = Hf total + Hestática + Hvelocidad = 2,34 + 10,26 + 0,50 = 13,10 m Acorde con el cálculo anterior se tiene una altura dinámica de 13,10 m, sin embargo este valor se afecta por un factor de 2,5 asumiendo un agua residual con un alto porcentaje de sólidos, por lo que la altura dinámica total ajustada será de 32,74 m, estimado este parámetro se procede a dimensionar la bomba requerida por el sistema, es decir, que cumpla con las siguientes características:

Q = 15,48 L/s.

Hestática = 10,26 m.

HDT = 32,74 m.





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9.2.2.3 Escogencia de la bomba Se proyecta una bomba con la siguiente curva característica:

Imagen 9-9. Curva característica de la bomba






Página: 260

La curva de funcionamiento del sistema es la siguiente:

Imagen 9-10. Curva de funcionamiento del sistema


El diseño mecánico de la bomba de aguas residuales se encuentra en la Carpeta 4.2.11 del proyecto. El plano de diseño hidráulico del sistema de bombeo de aguas residuales entre el desarenador y el Imhoff de Salónica (Plano 35) se encuentra en la carpeta 4.2.13 del proyecto.





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9.2.3 Diseño Tanque Imhoff El tanque Imhoff será rectangular y estará provisto de una cámara de sedimentación, una cámara central para el escape de gases y retención de espumas y sólidos flotantes, en la parte inferior se dispone de una tolva para el almacenamiento de lodos digeridos. La geometría de tanque es tal que se cumplan ciertas relaciones óptimas para cumplir con las pendientes mínimas en la tolva de almacenamiento de lodos, pendiente de las pantallas inclinadas, longitud de los vertederos de rebose y tiempos de retención.

a. Diseño de la caja de entrada al Imhoff Para el dimensionamiento de esta estructura se realizó un análisis del caudal de bombeo de aguas residuales y del caudal de entrada al Imhoff, de tal manera que teniendo en cuenta que la capacidad de la bomba de aguas residuales y su operación por bacheos (5 arranques en una hora) se calculó el porcentaje del caudal de bombeo en una hora para finalmente encontrar el volumen que requiere la caja. Inicialmente, se establecen los parámetros y datos iniciales (Ver Tabla 9-15):

Tabla 9-15 Parámetros iniciales para el dimensionamiento

Qb 15,48 L/s

Q entrada a reactor (Caudal máximo semanal) 4,84 L/s

Vol/día aceptado reactor 418 m3

Vol/día capacidad bombeo 1337 m3

Tiempo de bombeo necesito 450,297 min/día

Tiempo de bombeo necesito 18,762 min/hora

Tiempo de bombeo necesito mínimo 3,752 min/ciclo (Se asumen 7 min. de duración del

encendido de la bomba por ciclo) Fuente: Manov Ingeniería Ltda.

Tabla 9-16 Cálculo del porcentaje adicional de volumen requerido

Minutos Consumo

(%) ∑ Consumo

(%) Suministro

(%) ∑Suministro

(%) (S-C) ∑ (S-C) V(%)

(1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8)

De A Caudal de

entrada al Imhoff

Bombeo

(4) – (2)

0 1 1,67 1,7 2,86 2,86 1,19 1,19 7,86

1 2 1,67 3,3 2,86 5,71 1,19 2,38 9,05

2 3 1,67 5,0 2,86 8,57 1,19 3,57 10,24

3 4 1,67 6,7 2,86 11,43 1,19 4,76 11,43

4 5 1,67 8,3 2,86 14,29 1,19 5,95 12,62

5 6 1,67 10,0 2,86 17,14 1,19 7,14 13,81

6 7 1,67 11,7 2,86 20,00 1,19 8,33 15,00

7 8 1,67 13,3

20,00 - 1,67 6,67 13,33

8 9 1,67 15,0

20,00 - 1,67 5,00 11,67





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Minutos Consumo

(%) ∑ Consumo

(%) Suministro

(%) ∑Suministro

(%) (S-C) ∑ (S-C) V(%)

(1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8)

De A Caudal de

entrada al Imhoff

Bombeo

(4) – (2)

9 10 1,67 16,7

20,00 - 1,67 3,33 10,00

10 11 1,67 18,3

20,00 - 1,67 1,67 8,33

11 12 1,67 20,0

20,00 - 1,67 - 6,67

12 13 1,67 21,7

20,00 - 1,67 - 1,67 5,00

13 14 1,67 23,3 2,86 22,86 1,19 - 0,48 6,19

14 15 1,67 25,0 2,86 25,71 1,19 0,71 7,38

15 16 1,67 26,7 2,86 28,57 1,19 1,90 8,57

16 17 1,67 28,3 2,86 31,43 1,19 3,10 9,76

17 18 1,67 30,0 2,86 34,29 1,19 4,29 10,95

18 19 1,67 31,7 2,86 37,14 1,19 5,48 12,14

19 20 1,67 33,3 2,86 40,00 1,19 6,67 13,33

20 21 1,67 35,0

40,00 - 1,67 5,00 11,67

21 22 1,67 36,7

40,00 - 1,67 3,33 10,00

22 23 1,67 38,3

40,00 - 1,67 1,67 8,33

23 24 1,67 40,0

40,00 - 1,67 - 6,67

24 25 1,67 41,7

40,00 - 1,67 - 1,67 5,00

25 26 1,67 43,3

40,00 - 1,67 - 3,33 3,33

26 27 1,67 45,0 2,86 42,86 1,19 - 2,14 4,52

27 28 1,67 46,7 2,86 45,71 1,19 - 0,95 5,71

28 29 1,67 48,3 2,86 48,57 1,19 0,24 6,90

29 30 1,67 50,0 2,86 51,43 1,19 1,43 8,10

30 31 1,67 51,7 2,86 54,29 1,19 2,62 9,29

31 32 1,67 53,3 2,86 57,14 1,19 3,81 10,48

32 33 1,67 55,0 2,86 60,00 1,19 5,00 11,67

33 34 1,67 56,7

60,00 - 1,67 3,33 10,00

34 35 1,67 58,3

60,00 - 1,67 1,67 8,33

35 36 1,67 60,0

60,00 - 1,67 - 6,67

36 37 1,67 61,7

60,00 - 1,67 - 1,67 5,00

37 38 1,67 63,3

60,00 - 1,67 - 3,33 3,33

38 39 1,67 65,0

60,00 - 1,67 - 5,00 1,67

39 40 1,67 66,7 2,86 62,86 1,19 - 3,81 2,86

40 41 1,67 68,3 2,86 65,71 1,19 - 2,62 4,05

41 42 1,67 70,0 2,86 68,57 1,19 - 1,43 5,24

42 43 1,67 71,7 2,86 71,43 1,19 - 0,24 6,43

43 44 1,67 73,3 2,86 74,29 1,19 0,95 7,62

44 45 1,67 75,0 2,86 77,14 1,19 2,14 8,81

45 46 1,67 76,7 2,86 80,00 1,19 3,33 10,00

46 47 1,67 78,3

80,00 - 1,67 1,67 8,33

47 48 1,67 80,0

80,00 - 1,67 - 6,67

48 49 1,67 81,7

80,00 - 1,67 - 1,67 5,00





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Minutos Consumo

(%) ∑ Consumo

(%) Suministro

(%) ∑Suministro

(%) (S-C) ∑ (S-C) V(%)

(1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8)

De A Caudal de

entrada al Imhoff

Bombeo

(4) – (2)

49 50 1,67 83,3

80,00 - 1,67 - 3,33 3,33

50 51 1,67 85,0

80,00 - 1,67 - 5,00 1,67

51 52 1,67 86,7

80,00 - 1,67 - 6,67 -

52 53 1,67 88,3 2,86 82,86 1,19 - 5,48 1,19

53 54 1,67 90,0 2,86 85,71 1,19 - 4,29 2,38

54 55 1,67 91,7 2,86 88,57 1,19 - 3,10 3,57

55 56 1,67 93,3 2,86 91,43 1,19 - 1,90 4,76

56 57 1,67 95,0 2,86 94,29 1,19 - 0,71 5,95

57 58 1,67 96,7 2,86 97,14 1,19 0,48 7,14

58 59 1,67 98,3 2,86 100,00 1,19 1,67 8,33

59 60 1,67 100,0

100,00 - 1,67 - 6,67

Chequeo 100,0

100,0 Fuente: Manov Ingeniería Ltda.

En la tabla anterior, el consumo está dado por el caudal que requiere el Imhoff durante toda la hora de operación de la bomba (2). El suministro está dado por el bombeo suministrado por la bomba en 5 arranques durante la hora (4). En las columnas (3) y (5) respectivamente se realiza la sumatoria de los consumos y suministros respectivamente a medida que transcurre la hora de operación. Finalmente, el porcentaje de volumen es del 15% (8). Posteriormente, se procede a calcular el volumen total requerido para la caja de entrada al Imhoff. El volumen requerido en una hora está dado por:

𝑉 =𝑄

86400 ∗ 1000 ∗ 24=

15,48

86400 ∗ 1000 ∗ 24= 55,72𝑚3

𝑉 = 55,72 ∗ 0,15 = 8,36 𝑚3

El volumen total de la caja de entrada al Imhoff será de 8,36 m3. Entonces se procede a dimensionar dicha estructura:

Tabla 9-17 Dimensionamiento caja de entrada

H neta (m) 2,0

H bruta (m) 2,25

Área (m2) 4,18

L1 (m) 1,45

L2 (m) 2,90

Vol (m3) 8,41

Borde libre (m) 0,25 Fuente: Manov Ingeniería Ltda.





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Adicionalmente, la interconexión entre esta caja y las cajas de entrada a cada unidad Imhoff se proyecta como una tubería de 4” con una válvula tipo flotador para garantizar el nivel de agua constante a la entrada del reactor.

a. Zona de Sedimentación En esta cámara se removerá gran parte de la materia orgánica asociada con los sólidos suspendidos sedimentables, los cuales resbalarán por las paredes inclinadas del fondo de la cámara de sedimentación pasando a la cámara de digestión a través de una ranura con traslape que se diseñará en el fondo de la cámara. El traslape tiene como función la de impedir que los gases que se producen en el proceso de digestión de la materia orgánica, interfieran con el proceso de sedimentación de la materia orgánica. El diseño del compartimento de sedimentación se realizará considerando los criterios de diseño dados en las normas RAS 2000 en el numeral E.3.5.6.

• Caudal de Diseño De acuerdo con el título E.2.2.4 de las normas RAS el caudal de diseño será el caudal máximo semanal.



QD = 4,84 L/s x 86,4 = 418,18 m3/día.

• Diseño Zona de Sedimentación Considerando una tasa de desbordamiento superficial de 25 m3/m2/día de acuerdo con el título RAS E.3.5.6.4.1 y un tiempo de retención de 2 horas, se tiene:

Caudal de diseño = 418,18 m3/día Número de estructuras = 2 Caudal por estructura = 417,93 / 2 = 209,09 m3/día Área superficial = Q / Carga superficial = 209,09 / 25 = 8,36 m2

Volumen zona de sedimentación = Q x T = 2,42 L/s x 3600 s/hora x 2 horas = Volumen = 17424 L Ξ 17,42 m3





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Adoptando una relación longitud a ancho de 3:1 según norma RAS E.3.5.6.3.1 se tiene:

A = L x B = 3B2 = 8.36 m2 B = (8.36 / 3)1/2 = 1,67 m Ξ 1,70 m L = 8,36 / 1,7 = 4,92 m Ξ 5,0 m

Con el fin de facilitar el paso de los sólidos sedimentables hacia la zona de digestión, se proyecta una inclinación de 45° en las paredes del fondo de la cámara de sedimentación. Considerando un ancho de 1,70 m del canal de sedimentación, la altura de la zona de lodos del compartimento de sedimentación será:

H1 = B/2 x tan (45°) H1 = 1,70 m / 2 x tan (45°) = 0,85 m Volumen zona de lodos = (0,85 x 1,70 / 2) x 5,0 = 3,61 m3

La altura de la zona de sedimentación será:

H2 = (V - Vb) / (B x L) Dónde,

V: Volumen zona de sedimentación, en m3 Vb: Volumen zona de lodos, en m3 B: Ancho de la zona de sedimentación, en metros. L: Largo zona de sedimentación, en metros.

H2 = (17,42 m3 – 3,61 m3) / (1,70 m x 5,0 m) = 1,62 m

• Diseño Cámara de Digestión de Lodos El volumen de la cámara de digestión de lodos se calculará de acuerdo con el procedimiento seguido en la Guía de Diseño de tanques sépticos, tanques Imhoff y lagunas de estabilización de la OPS y del CEPIS. El volumen del digestor se calcula mediante la siguiente expresión:

Vd = 70 x P x fcr /1000 Donde,

Vd: Volumen del digestor, en m3

P: Población, habitantes





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fcr: Factor de capacidad relativa El factor de capacidad relativa de acuerdo con el documento del CEPIS se calcula de acuerdo con la siguiente tabla:

Tabla 9-18 Valores del Factor de Capacidad Relativa Según La Temperatura

TEMPERATURA °C FACTOR DE CAPACIDAD RELATIVA

5 2,0

10 1,4

15 1,0

20 0,7

>25 0,5

Fuente: Guía para el diseño de tanque séptico, tanque Imhoff y lagunas de estabilización, OPS/CEPIS

Considerando una temperatura de 20,7°C para el Corregimiento de Salónica, se obtiene un valor de 0.69 para el Factor de capacidad relativa. El volumen de la zona de digestión será:

Población de diseño = 3.919 habitantes

Vd = 70 x 3.919 x 0,69 /1000 Vd = 189,29 m3 Volumen zona digestión por tanque = 189.29 / 2 = 94,64 m3

Ancho total del Tanque Imhoff será:

BT = B + 2 (Bb + Sm) Dónde,

BT: Ancho total del Tanque Imhoff, en m B: Ancho zona de sedimentación, en m Bb: Ancho de las paredes Bafles, en m Sm: Ancho zona de ventilación, en m

BT = 1,70 m + 2 (0,15 m + 0,80 m) = 3,60 m

Área superficial:

AS = (B + 2 (Bb + Sm)) x L





Página: 267

Dónde,

AS: Área superficial, en m2 B: Ancho zona de sedimentación, en metros. Bb: Ancho de las paredes, en metros. Sm: Ancho zona de ventilación, en metros. L: Largo zona de sedimentación, en metros.

A cada uno de los lados de la zona de sedimentación, se dejarán dos canales para permitir la salida de los gases que se producen como producto de la descomposición anaeróbica de la materia orgánica. Los canales serán de 0,80 m de ancho.

AS = (1,70m + 2 (0,15 m + 0,80 m)) x 5,0 m = 18,0 m2 De acuerdo a la geometría de la tolva en la zona de digestión asumiendo una pendiente del fondo de 15° y dejando una base en el fondo de 0,60 m, el volumen y las dimensiones serán: Altura de la tolva:

H3 = (3,60-0.6) / 2 m /2 x tan (15°) = 0,40 m El volumen de la tolva en la zona de digestión será:

VTolva = (0,40 m x ((3,60-0.6)/2) m x 5,0 m) + 0.60 x 0.40 x 5 = 4,20 m3 La altura de la zona de digestión será:


V: Volumen zona de digestión, en m3 Vb: Volumen zona de lodos en zona de digestión, en m3 B: Ancho del Tanque, en metros. L: Largo zona de sedimentación, en metros.

H4 = (96,02 m3 – 4,20 m3) / (3,60 m x 5,0 m) = 5,02 m

Entre la zona de sedimentación y la zona de digestión se dejará una altura de 0,50 m

• Altura Tanque Imhoff La profundidad total del tanque Imhoff es:

HT = H1 + H2 + H3 + H4 + H5 + H6 Dónde:

HT: Profundidad total del Tanque Imhoff, en m





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H1: Altura zona de lodos del sedimentador, en m H2: Altura de la zona de sedimentación, en m H3: Altura tolva de lodos zona de digestión, en m H4: Altura recta zona de digestión, en m H5: Altura entre zona sedimentador y zona digestión, en m H6: Altura de los bafles de espumas, en m

HT = 0,85 m + 1,62 m + 0,40 m + 5,02 m + 0,50 m + 0,30 m = 8,7 m

• Diseño zona de Ventilación del Gas Para la ventilación de los gases que se producen en la zona de digestión se proyectan dos canales a cada lado de la zona de sedimentación. Área de ventilación:

AV = Sm x L x 2 Dónde:


Sm: Ancho zona de ventilación, en m L: Largo zona de sedimentación, en m

AV = 0,80 m x 5,0 m x 2 = 8,0 m2 El porcentaje del área de ventilación con respecto al área superficial es:

% del Total = AV / AS Donde,


AS: Área Superficial, en m2 % del Total = 8,0 m2 / 18 m2 = 44,44 %

• Vertedero de Salida En la parte final de la zona de sedimentación existirá un vertedero frontal para la salida del agua. La carga hidráulica sobre el vertedero de salida será:

Carga hidráulica = Q / L = 209,09 m3/día / 1,70 m = 123 m3/día-ml

Longitud del vertedero de salida = 1,70 m Carga hidráulica sobre el vertedero = ( Q / C . L )2/3





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Carga hidráulica = ((2,42/1000) / (1.838 x 1.7))2/3 = 0.008 m Ξ 0,01 m

• Eficiencia de Remoción Para este sistema de tratamiento de aguas residuales domésticas, se pueden alcanzar rendimientos de entre 40% - 60% en la remoción de DBO5. Por lo tanto, en base a datos experimentales, las eficiencias del tratamiento se pueden calcular así:

% Remoción DBO5 = (1 – 0.70 x Ɵ-0,50) x 100 % Remoción SST = (100/ Ɵ +10)/100

Dónde:

Ɵ = Tiempo de retención hidráulico, en horas

% Remoción DBO5 = (1 – 0.70 x 2-0,50) x 100 = 50,50 % % Remoción SST = (100/ 2 + 10)/100 = 60 %

La concentración de DBO en la salida del tanque Imhoff es 99,00 mg/L, y la concentración de SST en la salida del mismo es 80,00 mg/L.

• Diseño del Sistema de Purga de Lodos

El diseño de la tubería de purgas se realizará para el caudal máximo horario de cada estructura, se diseñará para una velocidad mínima de 0.60m/s. QMH = 13.93L/s QMH unidad = 6.96L/s L tubería= 9.4+4.7=14.1 Luego para una velocidad de 0.60m/s y un caudal de 6.96L/s se tienen una diámetro de tubería de:

𝑄 = 𝑉 ∗ 𝐴

𝐴 =𝑄

𝑉=

0.00696𝑚3/𝑠

0.60𝑚/𝑠= 0.0116𝑚2

𝐷 = (0.0116𝑚2 ∗ 4

𝜋)

0.5

= 0.121𝑚 ≅ 4.8"

El diámetro comercial más cercano es 4” (103.42mm), luego se verifica la velocidad real en la tubería.

𝑉 =𝑄

𝐴=

0.00696𝑚3/𝑠𝜋

4(0.10342𝑚)2

= 0.83𝑚/𝑠





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Para el cálculo de pérdidas en tuberías se tomará la ecuación de Darcy - Weisbach en combinación con la ecuación de Swamee y Jain. Se toma como viscosidad de agua residual a aquella que corresponde a una temperatura de 10°C (1.301x10-6m2/s).

39.862,65/10301.1

10342.0*/83.0Re

26

smx

msmVxD

01959.039.65862

74.5

10342.0*7.3

0000015.0*325.1

2

9.0

m

mLnf

Hf = f ∗L

d∗

V2

2g= 0.01959 ∗

14.1m

0.10342∗

(0.83m/s)2

2 ∗ 9.81m/s2= 0.093m

Pérdidas por accesorios en el tramo 1.

Accesorio Km Cant ∑ Km

Entrada normal 0.5 1 0.5

Codo de 4”x45° 0.47 1 0.47

Codo de 4”x90° 0.59 1 0.59

Codo de 4”x11.25° 0.04 1 0.04

Tee de paso de lado 1.0 1 1

Salida de la tubería 1.0 1 1

∑Km 3.6

Las pérdidas por accesorios serán.

𝐻𝑚 = 𝐾 ∗𝑉2

2𝑔= 3.6 ∗

(0.83𝑚/𝑠)2

2 ∗ 9.81𝑚/𝑠2= 0.126𝑚

Las pérdidas totales en el tramo son de 0.126m+0.093m=0.219m. Asumiendo un lodo con 7% de contenido de sólidos, se tiene un factor K de 5.8; luego la carga hidráulica disponible para garantizar el flujo debe ser de 1.27m.

• Diseño de Interconexión Imhoff – Filtro Anaerobio Para la interconexión de tanque Imhoff y el filtro anaerobio de flujo ascendente se proyecta una tubería de 4” que sale de cada Imhoff y entra al filtro anaerobio por la parte inferior. Longitud de tubería PVC 4”: 5.95+2.30m= 8.25m





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Accesorios en el tramo: Entrada normal, 4 codos de 4”x90°, tee de paso directo, válvula de compuerta, salida de la tubería. Ks tubería PVC: 0.0015m Con la ayuda de la ecuación de Darcy – Weisbach en combinación con ecuación de Swamee y Jain. Pérdidas en la tubería. Para una tubería de 4” (103.42mm) se tiene una velocidad de 0.83m/s para una caudal de 6.96L/s.

39.862,65/10301.1

10342.0*/83.0Re

26

smx

msmVxD

01959.039.862,65

74.5

10342.0*7.3

0000015.0*325.1

2

9.0

m

mLnf

Hf = f ∗L

d∗

V2

2g= 0.01959 ∗

8.25m

0.10342m∗

(0.83m/s)2

2 ∗ 9.81m/s2= 0.055m

Pérdidas por accesorios en el tramo.

Accesorio Km Cant ∑ Km

Entrada Normal 0.5 1 0.5

Codo de 4”x90° 0.59 2 1.18

Codo de 4”x45” 0.47 1 0.47

Tee de paso directo 0.20 1 0.20

Válvula de compuerta 0.15 1 0.15

Salida normal. 1 1 1

∑Km 3.5

Las pérdidas por accesorios serán.

Hm = K ∗V2

2g= 3.5 ∗

(0.83m/s)2

2 ∗ 9.81m/s2= 0.122m

Las pérdidas totales en el tramo son de (0.055m+0.122m)*1.1=0.20m, siendo 1.1 un factor de envejecimiento de la tubería.

• Perfil Hidráulico





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Cota nivel agua después del vertedero = 1120,65 – 0,12=1120,53 Cota batea tubería de salida = 1120,27 Cota nivel de aguas tanque Imhoff = 1120,65 Cota fondo tanque Imhoff = 1120,65 – 8,30 = 1120,45 Cota fondo caja de salida Imhoff = 1120,27 Cota nivel de aguas estructura de salida = 1120,27 + 0,26=1120,53 Cota lamina de aguas en el FAFA = 1117.69

El plano 34 corresponde al diseño hidráulico del tanque Imhoff y los planos 46 a 50 corresponden a los diseños estructurales. Dichos planos se encuentran en el Anexo 4.2.13 del proyecto.

9.2.4 Filtro Anaerobio de Flujos Ascendente (FAFA) El proceso de tratamiento secundario es uno de los componentes más importantes del sistema, debido a sus altas eficiencias de remoción de materia orgánica y retención de partículas suspendidas. La filtración anaeróbica tiene múltiples ventajas con respecto a los otros sistemas debido a la facilidad de mantenimiento, no requiere trabajos especializados de arranque bacteria, y utiliza la gravedad como elemento impulsor del flujo. El filtro anaeróbico consiste en un tanque de concreto de sección rectangular o circular, el cual contiene material granular que sirve como medio de contacto. En la base del tanque se construye una cámara difusora para permitir una mejor distribución del agua residual a depurar, el cual asciende por entre los intersticios del medio de contacto y forma con el tiempo una película biológica activa que degrada en forma anaeróbica parte de la materia orgánica contenida. El material filtrante debe tener la granulometría más uniforme posible, pudiendo variar entre 0,04m a 0,07m o ser adoptada piedra No. 4 (50 a 76mm de diámetro). Para este caso, el medio de contacto es plástico, es un anillo con 20 cavidades fabricadas en Polipropileno, material que garantiza su durabilidad y resistencia al ataque de los hongos y bacterias. Que comparado con el sistema de gravas clasificadas presenta las siguientes ventajas:

Disminuye la frecuencia de mantenimiento de 2 veces al año cuando el medio es piedra a 1 vez cada 6 años en sistemas convencionales de tratamiento de aguas residuales domésticas.

El Medio Filtrante plástico tiene un peso de apenas 40 Kg/m3 por lo tanto las estructuras de los tanques que sostienen el medio filtrante ya no requieren un refuerzo estructural extremo y el transporte e instalación del material se facilita.





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El área superficial es mayor y por lo tanto favorece el crecimiento de biomasa mejorando la eficiencia de remoción de un 60% cuando el medio es piedra hasta un 80% con medio plástico.

Gracias a la forma y al diseño del medio de contacto, se puede garantizar un área superficial mayor para un crecimiento de bacterias superior puesto que este diseño no permite que se desperdicie área en el contacto entre pieza y pieza, situación que con la grava es imposible puesto que en el contacto entre roca y roca, se pierde aproximadamente el 60% de área superficial.

Como el medio de contacto es plástico tiene un mayor número de vacíos, requieren un área menor comparados con los filtros que utilizan grava.

El medio de contacto plástico es amable con el medio ambiente, ya que evita la extracción de material (Grava) de los Ríos, es de muy larga durabilidad y es reciclable.

El dispositivo de salida debe consistir en un vertedero tipo canalón, debe pasar por el centro de la sección y situarse en una cota que mantenga el nivel del efluente a por lo menos 0.15m por encima del lecho filtrante. Para el dimensionamiento del filtro, se tomara como principal criterio el tiempo de retención hidráulico y el caudal de diseño es el caudal máximo semanal del periodo de diseño es decir 4,84 L/s. Los datos del diseño para el filtro anaerobio son:

✓ Caudal Q = 0,00484 m3/s ✓ Numero de Filtros = 2 ✓ Caudal por unidad = 0,00242 m3/s ✓ Tiempo de retención hidráulica TRH = 5,25 horas ✓ Altura del lecho filtrante hf = 1,80 m ✓ Altura columna del fluido por encima del lecho hl = 0,20 m ✓ Altura falso fondo hff = 0,40m ✓ Borde libre por encima de la columna húmeda hbl = 0,20 m

• Diseño del Filtro Anaerobio Ascendente El Filtro anaerobio de flujo ascendente se diseña teniendo en cuenta el Título E.4.7.9 de las normas RAS. El volumen útil de filtración se determina mediante la expresión:

Vuf = Q x TRH Donde,

Vuf: Volumen del útil del filtro, en m3





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Q: Caudal de diseño del filtro, en m3/s TRH: Tiempo de retención hidráulico, en horas

De acuerdo con la Tabla E.4.29 el tiempo de retención hidráulica de diseño para una DBO media de 190 mg/L será:

Td1 = 4,0 horas Td2 = 6,5 horas Td = (4,0 + 6,5) / 2 = 5,25 horas

Adoptando un tiempo de retención de 5.5 horas se tiene: Vuf = 2,42 x 10-3 m3/s x 3600 s/hora x 5.5 horas = 47.92 m3

Asumiendo la altura del lecho de 1,80 m, la sección superficial necesaria es

S = Vuf / hu

Donde,

S: Área de filtración, en m2 Vuf: Volumen del útil del filtro, en m3 hu: Altura de lecho, en m

S = 47.92 m3 / 1,80 m = 26.62 m2

Los filtros serán de forma circular lo que el diámetro será:

D = (4 x S / ∏)1/2

Dónde:

D: Diámetro del filtro, en m S: Área del filtro, en m2 D = (4 x 26,62 m2 / ∏)1/2 = 5,82 m

Se adopta 5,85 m de diámetro La altura total del filtro es:

H = hf + hl + hff + hbl Donde, hf: Altura lecho filtrante (m)

hl: Altura columna del fluido por encima del lecho (m) hff: Altura falso fondo (m)





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hbl : Borde libre por encima de la columna húmeda (m) H = 1,80 + 0,20 + 0,40 + 0,20 = 2,60 m

• Perdidas en el Filtro Pérdidas en el Falso Fondo Para el ingreso del agua residual, el fondo del tanque es separado de la sección donde se soportarán los materiales plásticos octogonales, la placa de concreto tendrá orificios de dos pulgadas de diámetro especiados cada 0,15 metros. Pérdida de carga en el falso fondo hff

hff = Qo2 / (C2 x Ao

2 x 2 x g ) Donde,

C: constante pérdidas en flujo a través de orificios = 0,6 Qo: Caudal por cada orificio

Qo = Q / N Qo = 2,42 x 10-3 m3/s / 625 = 3,872 x 10-6 m3/s

Ao: Área de cada orificio

Ao = π x D2 / 4 Ao = π x 0,05082 / 4 = 2,027 x 10-3 m2

hff = (3,872 x 10-6 m3/s)2 / (0,62 x 2,027 x 10-3 m2 x 2 x 9,81 m/s2 ) = 5,17 x 10-7 m hff = 3,22 x 10-4 m, Las pérdidas son despreciables.

Pérdidas en el Medio Filtrante: La pérdida en el medio filtrante es:

hmf = Va x Lr / 3 Donde,

Va: Velocidad Ascensional, m/min Lr: Profundidad medio filtrante, m

Va = 2,42 x 10-3 m3/s / 26,62 m2 x 60 s/min = 0,0055 m/min

hmf = 0,0055 m/min x 1,80 m / 3 = 0,0033 m





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Perdidas de Carga en la Entrada del Falso Fondo hme = Ve

2/(2 x g) Donde,

hme: Pérdida de carga en la entrada del falso fondo, en m Ve: Velocidad a la entrada, en m/s g: Gravedad, en m/s2

La velocidad a la entrada se la calcula mediante la siguiente expresión:

Ve = Q/Ae Dónde:

Q = Caudal de diseño, en m3/s Ae = Área de entrada, en m2 Ve = 2,42 x 10-3 m3/s /1,11 m2 = 0,002 m/s hme = (0,002 m/s )2/(2 x 9,81 m/s2) = 2,04 x 10-7 m

Las pérdidas generales en el filtro son:

Ht = hff + hmf + hme Dónde:

Ht = perdidas en el filtro, en m. hff = perdidas en el falso fondo, en m. hmf = perdidas en el medio filtrante, en m. hme = Perdida de carga en la entrada del falso fondo, en m

Ht = 3,22 x 10-4 m + 0,0033 m + 2,04 x 10-7 m = 0,0032 m

• Salida del Efluente El efluente será evacuado mediante una canaleta cuadrada recolectora, en fibra de vidrio en la parte superior del filtro, las dimensiones de la canaleta son: Ancho de la canaleta: 0,15 m Caudal en la canaleta: 2,42 L/s La lámina de agua sobre la canaleta es:





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hc = ( 73 x K x Qc / bc )2/3 Donde;

K = Factor de mayoración del caudal, para que la canaleta no trabaje ahogada, se adopta 1,3 Qc = Caudal en la canaleta, en L/s bc = Ancho de la canaleta, en cm

hc = ( 73 x 1,3 x 2,42 / 15 )2/3 = 6,2 cm

La profundidad total de la canaleta será de 15 cm La canaleta se considera como un vertedero de longitud de 5.1m con descargas a cada lado, por lo que el caudal de diseño será el QMH/2= 6.96L/s. Para estimar la carga hidráulica sobre el vertedero se empleará la fórmula de Francis.

2/3CLHvQ

Donde;

C: Coeficiente de descarga del vertedero (c=1.84) L: Longitud del vertedero (5.85m). Q: Caudal de diseño del vertedero (0.00m3/s). Hv: Carga sobre el vertedero (m).

.007.085.5*84.1

/00696.0 3

2

33

2

mm

sm

Cb

QHv

b. Eficiencia

Para este sistema de tratamiento de aguas residuales domésticas, se pueden alcanzar rendimientos de entre 65% - 80% en la remoción de DBO5. Por lo tanto, en base a datos experimentales, las eficiencias del tratamiento se pueden calcular así:

% Remoción DBO5 =1 / (1 + 0,4425 x (CCA/Vu)0,50) x 100 % Remoción SST = (1 – 1/ Ɵ )/100

Donde,

CCA: Carga contaminante afluente, Kg/día. Vu: Volumen útil del filtro, en m3 Ɵ: Tiempo de retención hidráulico, en horas

% Remoción DBO5 =1 / (1 + 0,4425 x (17,62/47,92)0,50) x 100 = 80,36 % % Remoción SST = (1 – 1/ 5,5 )/100 = 81,82 %





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La concentración de DBO en la salida del filtro anaerobio es 19,44 mg/L, y la concentración de SST en la salida del mismo es 14,54 mg/L.

c. Interconexión FAFA – Caja de Desagües La interconexión del filtro anaerobio de flujo ascendente se realizará por gravedad, se conectará la caja de salida de esta estructura con una caja de inspección con una tubería PVC sanitaria de 6” de diámetro, empleando una pendiente media de 0.45%. Como caudal de diseño se toma el 50% de QMH, que corresponde al caudal para cada unidad. QD= 13.93L/s*0.5=6.96L/s. Inicialmente se estima el caudal a tubo lleno en la tubería para lo cual se tiene que: D=160mm, D interno: 0.145m. El cálculo hidráulico de la tubería se realiza, teniendo en cuenta la ecuación de Darcy – Weisbach en combinación con la ecuación de Colebrook – White.

𝑉 = −2√8𝑔𝑅ℎ𝑆𝐿𝑜𝑔 [𝐾𝑠

14.8𝑅ℎ+

2.51𝑣

4𝑅ℎ√8𝑔𝑅ℎ𝑆]

𝑅ℎ =𝐷

4=

0.145𝑚

4= 0.03625𝑚

𝑆 =0.45

100= 0.0045

La viscosidad del agua residual se asume igual a la del agua limpia a una temperatura de 10°C (1.301x10-6m2/s).

𝑉 = −2√8 ∗ 9.81 ∗ 0.03625 ∗ 0.0045𝐿𝑜𝑔 [0.0000015

14.8 ∗ 0.03625+

2.51 ∗ 1.301𝑥10−6

4 ∗ 0.03625√8 ∗ 9.81 ∗ 0.03625 ∗ 0.0045]

𝑉 = 0.84𝑚/𝑠

𝑄𝑙𝑙 = 0.84𝑚/𝑠 ∗ 𝜋/4 ∗ (0.145𝑚)2 = 0.01381𝑚3/𝑠 La relación q/Qll será de:

𝑞

𝑄𝑙𝑙=

6.96𝐿/𝑠

13.81𝐿/𝑠= 0.504





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Para la relación de caudales de 0.5363 se obtiene una relación Y/D de 0.503, con lo que se tiene un Y = 0.145*0.503= 0.073m. De las relaciones geométricas de las tuberías se tiene lo siguiente:

𝜃 = 𝜋 + 2 ∗ 𝑠𝑒𝑛−1 (𝑌 − 𝑑/2

𝑑/2)

𝐴 =1

8∗ (𝜃 − 𝑠𝑒𝑛𝜃) ∗ 𝑑2

𝑃 =1

2∗ 𝜃𝑑

𝑅ℎ =1

4[1 −

𝑠𝑒𝑛𝜃

𝜃] ∗ 𝑑

Para Y=0.073, Θ= 3.152. A=0.008m2 P=0.229m Rh=0.036m

La velocidad real en la tubería es de:

𝑉 = −2√8 ∗ 9.81 ∗ 0.036 ∗ 0.0045 ∗ 𝐿𝑜𝑔 [0.0000015

14.8 ∗ 0.036+

2.51 ∗ 1.301𝑥10−6

4 ∗ 0.036 ∗ √8 ∗ 9.81 ∗ 0.036 ∗ 0.0045]

𝑉𝑟 = 0.837𝑚/𝑠

• Perfil Hidráulico Cota salida tanque Imhoff = 1120,65 Cota lámina de agua FAFA = 1117.69 Cota canaleta cresta canaleta de recolección = 1117.69-0.01=1117.68 Cota fondo canaleta de recolección = 1117.68-0.15=1117.53 Cota lámina de agua en canaleta = 1117.69 Cota lámina de agua caja de salida = 1117.44 Cota batea tubería de salida = 1117.44 Los planos 36 y 37 corresponden al diseño hidráulico del filtro anaerobio de flujo ascendente y los planos 51 a 55 corresponden a los diseños estructurales. Dichos planos se encuentran en el Anexo 4.2.13 del proyecto.

9.2.5 Lecho de Secado





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Se determina según el numeral E.4.10.7.2 del RAS-2000, donde según la Tabla E.4.46 aparecen valores de área requerida en m2 por habitante según el tipo de lodo. Según dicha tabla, se adopta un valor de 0,05 m2/hab. Para una población proyectada para Salónica de 3919 habitantes se requiere 195,95 m2. Debido a que el proceso de tratamiento es de tipo anaerobio, es claro que es bastante más eficiente que un tratamiento de tipo aerobio, por lo anterior solo se genera aproximadamente el 20% de los lodos que se proyectan inicialmente, por lo tanto el área de los lechos será de 39,19 m2. Constructivamente se establece un área de 40,00 m2 (6,30 m x 6,30 m). Los lechos para la deshidratación de los lodos están conformados por tres capas de grava de 0,10 m de espesor cada una que van variando en granulometría de la parte inferior a superior de grava gruesa a grava fina; dos capas de arena, la inferior es de tamaño grueso de 0,05 m de espesor y la superior de tamaño fino de 0,15 m de espesor; y una capa de ladrillo tolete encima. Los lodos ingresaran por la parte superior con una tubería de impulsión de 4” de diámetro proveniente del sistema de bombeo de lodos. Los lixiviados son captados por un sistema de tuberías perforadas y colocadas en forma de espina de pescado en el fondo de los lechos; los líquidos captados son transportados por gravedad a una cámara para recolección, desde donde serán conectados al sistema de desagüe general de la PTAR. El plano 38 corresponde al diseño hidráulico de los lechos de secado de lodos y los planos 56 a 58 corresponden a los diseños estructurales. Dichos planos se encuentran en el Anexo 4.2.13 del proyecto.

9.2.6 Sistema de Bombeo de Lodos Para la planta de tratamiento de aguas residuales del corregimiento de Salónica se proyecta un sistema de bombeo de lodos, que permita elevar los lodos producidos en el sistema de tratamiento hasta el sistema de lechos de secado, para su deshidratación y posterior tratamiento. La estación contará con un pozo cilíndrico de 1.5 m de diámetro interno el cual estará equipado con dos bombas sumergibles con aplicación a lodos, una en operación y otra en stand-by, el bombeo debe programarse para cada que las bombas funcionen de forma alternada para que el desgaste sea por igual. 9.2.6.1 Diseño del pozo de succión Para la planta de tratamiento de aguas residuales del corregimiento de Salónica se proyecta un sistema de bombeo de lodos, que permita elevar los lodos producidos en el sistema de tratamiento hasta el sistema de lechos de secado, para su deshidratación y posterior tratamiento. La estación contará con un pozo cilíndrico de 1.5m de diámetro interno el cual estará equipado con dos bombas sumergibles con aplicación a lodos, una en operación y otra en stand-by, el bombeo debe programarse para cada que las bombas funcionen de forma alternada para que el desgaste sea por igual.





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Para el dimensionamiento del pozo de succión de la estación elevadora se requiere de los caudales que entran al pozo de bombeo, el cual se define como el QMH para una unidad del Imhoff teniendo en cuenta que los módulos no serán purgados simultáneamente.

𝑄𝑀𝐻

2=

13.93𝐿/𝑠

2= 6.97𝐿/𝑠

Una vez definidos los caudales de entrada a la estación de bombeo de lodos, se requiere del caudal de bombeo de los equipos sumergibles que se instalarán; los cuales serán calculados mediante la siguiente ecuación:

oría).85(Consult.0; FsFs

QentradaQb

𝑄𝑏 =6.97𝐿/𝑠

0.85= 8.20𝐿/𝑠

Establecidos estos aspectos se procede a estimar el volumen del pozo húmedo de acuerdo con la siguiente expresión:

𝑉𝑚𝑖𝑛 = 900 ∗𝑄𝑏

𝑛 ∗ 𝑁

Dónde:

Vmín =volumen mínimo pozo húmedo, Qb= Caudal de bombeo (8.20 L/s). N = número de bombas con las que va a operar el sistema, (1 bomba) n = número de arranques por hora (5 arranques).

Luego, entonces se tiene que:

𝑉𝑚𝑖𝑛 = 900 ∗8.20𝐿/𝑠

5 ∗ 1= 1476𝐿

Definido el volumen útil del pozo de succión en 1476 L, se procede al cálculo de los tiempos de retención.

entradaQmin

min Vol.llenado de T

𝑇 𝑑𝑒 𝑙𝑙𝑒𝑛𝑎𝑑𝑜 =1476𝐿

6.97𝐿/𝑠= 211.76 𝑆𝑒𝑔 = 3.53 𝑚𝑖𝑛

Qentrada)-(Qbomba

min. Vol. vaciado T





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𝑇 𝑣𝑎𝑐𝑖𝑎𝑑𝑜 =1476 𝐿

(8.20𝐿/𝑠 − 6.97𝐿/𝑠)= 1009.75 𝑆𝑒𝑔 = 16.83 𝑚𝑖𝑛

Duración total del ciclo de bombeo:

𝑇 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑇 𝑙𝑙𝑒𝑛𝑎𝑑𝑜 + 𝑇 𝑣𝑎𝑐𝑖𝑎𝑑𝑜 = 3.53 + 16.83 = 20.36 min < 30 min 𝑂𝐾 Para el volumen proyectado (1476 L) y para un diámetro de 1.5m la profundidad de la lámina de agua será de 0.70m. 9.2.6.2 Diseño del sistema de bombeo El diseño del equipo de bombeo se realizará mediante una hoja de cálculo en Excel, la cual sintetiza de forma eficiente los cálculos de las pérdidas por fricción, pérdidas localizadas, la altura dinámica total y la potencia calculada del equipo de bombeo. Para el diseño inicialmente se ingresan los datos generales del proyecto, en el cual se incluye el caudal total, cota nivel mínimo de succión, cota nivel máximo de aguas en el pozo, cota de descarga de la tubería, diámetro del múltiple de impulsión y diámetro de la tubería de impulsión (Ver Tabla 9.19).

Tabla 9.19 Datos Generales del Proyecto

PARAMETRO UNIDAD VALOR

Caudal total L/s 6,9

Número de unidades en paralelo Un 1

Caudal de una bomba L/s 6,9

Cota mínima de succión m 935,72

Cota del eje de la bomba m 935,62

Cota de descarga tubería (m). m 940,04

Altura sobre el nivel del mar m 939

Temperatura media del fluido cálculo de Npsh ºC 28

Temperatura media del fluido cálculo de pérdidas ºC 10

Viscosidad cinemática m/s2 1,31E-06


El paso a seguir se constituye en introducir la rugosidad del material (Ks), diámetro del múltiple de impulsión (4”), accesorios en el múltiple. Una vez sea introducida esta información en la hoja de cálculo, ella se encarga de calcular la longitud equivalente total en el múltiple de impulsión y el factor de perdidas, tal y como se muestra a continuación. Se aclara que por tratarse de bombas sumergidas no se presentan perdidas en la succión. Ver Tabla 9.20.

Tabla 9.20 Pérdidas por Fricción en el Múltiple de Impulsión





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0,25

3

4

-

-

Material de los niples y accesorios ( Ks para la formula de Darcy - Weisbach)

Diámetro descarga de la bomba 1 (pulgadas)

Diámetro a que amplia 2 (pulgadas)

Diámetro a que amplia 3 (pulgadas)

Calculo de pérdidas en el múltiple de impulsión.

Diámetro a que amplia 4 (pulgadas) Q (L/s) f L (m) Hf (m/m) Hft (m)

6,9 0,0285 - 0,044 -

6,9 0,0272 5,3 0,01 0,05

6,9 - - - -

6,9 - - -

0,05

Id D (in) Accesorios Q (L/s) Km Hm Cantidad Hmt (m)

136 4 Entrada normal. 6,9 0,5 0,02 1 0,02

3 3 Ampliación de 3" x 4" 6,9 0,1 0,01 1 0,01

111 4 Codo radio medio de 4" x 90º 6,9 0,59 0,02 2 0,04

196 4 Valvula de retención horizontal 6,9 2 0,07 1 0,07

192 4 Valvula de compuerta totalmente abierta. 6,9 0,15 0,01 1 0,01

185 4 Tee paso de lado extremos brida ó lisos. 6,9 1 0,04 1 0,04

187 4 Unión Extremos roscados 6,9 0,3 0,01 10 0,11

0,3

0,35

Pérdida por fricción total

Pérdida por accesorios total

Pérdida total de energia debida a la fricción en el múltiple de impulsión.

Longitud de niples

Longitud total de niples ( m ) D1.





Una vez estimada las pérdidas en el múltiple de impulsión se calculan las pérdidas generadas en la línea de impulsión, para lo cual se requiere establecer, la rugosidad del material (ks), los accesorios en la tubería y el diámetro de la misma. La Tabla 9.21 sintetiza la información introducida a la hoja de cálculo.





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Tabla 9.21 Pérdidas por Fricción en la Línea de Impulsión

0,25

0,0015

4,14

-

-

-

L (m) f Hf (m/m) Hft (m)

16 0,027 0,008 0,13

- - - -

- - - -

- - - -

0,13

Longitud total de tubería ( m ) D4.

Pérdida por fricción total

Calculo de pérdidas en la tubería de impulsión.

Diametro a que amplia 4 (pulgadas)

Longitud de niples




Material 1 de los niples y accesorios ( Ks para la formula de Darcy - Weisbach)

Material 2 de los niples y accesorios ( Ks para la formula de Darcy - Weisbach)

Diametro de la línea de impulsión 1 (pulgadas)



Id Accesorios Km Hm Cantidad Hmt (m)

130 Codo radio corto de 4" x 90º 0,51 0,02 3 0,06

192 Válvula de compuerta totalmente abierta. 0,15 0,01 2 0,01

188 Unión tuberías PVC o PEAD. 0,3 0,01 3 0,03

0,1

0,234Pérdida total de energía debida a la fricción en la impulsión

D (in)

4

4

4

Pérdida por accesorios total


Con el cálculo de las pérdidas en todo el sistema y las cotas de succión y descarga se estima la altura dinámica total; obteniéndose los resultados que se presentan Tabla 9.22.

Tabla 9.22 Cálculo de la Altura Dinámica Total del Sistema

PARAMETRO VALOR

Altura estática de succión. -0,1

Altura estática de impulsión. 4,42

Pérdidas en el múltiple de succión. -

Pérdidas en el múltiple de impulsión. 0,35

Perdidas en la tubería de impulsión. 0,23

Altura dinámica total 4,9


Acorde con el cálculo anterior se tiene una altura dinámica de 4.90 m, sin embargo este valor se afecta por un factor “k” de 5.8 asumiendo un lodo con 7% de sólidos, por lo que la altura dinámica total ajustada será de 28.4m, estimado este parámetro se debe solicitar a un proveedor de bombas un equipo de bombeo para agua residual que cumpla con las siguientes características:





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Q: 8.20 L/s. Hest: 4,42 m. Hdt: 28,4 m.

9.2.6.3 Escogencia de la bomba Se seleccionan bombas para aguas residuales con efecto triturador indicadas para el bombeo a presión fiable y económica de efluentes. La bomba seleccionada corresponde a una bomba Sulzer Piranha, Mod PIR-PE2-60 Hz, o similar aprobada por la interventoría, que debe cumplir con los requerimientos hidráulicos especificados:

Es una bomba sumergible para el manejo de aguas residuales con alto contenido de sólidos y material suspendido particulado, provista de un impulsor triturador, que permite paso de sólidos hasta de 50 mm, 3520 rpm. Se debe solicitar la modificación para una tensión nominal de 230 V., de acuerdo con la subestación y Centro de Control de Motores. La potencia absorbida por el motor en el eje es de 8 kW, frecuencia de 60 Hz y motor con grado de protección IP68, que garantiza un funcionamiento prolongado y continuo. La curva característica de la bomba es la siguiente:





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Características eléctricas:





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El plano 39 corresponde al diseño hidráulico de los lechos de secado de lodos y el plano 60 corresponde a los diseños estructurales. Dichos planos se encuentran en el Anexo 4.2.13 del proyecto.





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9.2.7 Eficiencia de Remoción La eficiencia conjunta de la alternativa de tratamiento por Tanque Imhoff y Filtro Anaerobio de Flujo Ascendente es: La remoción en DBO5 es:

%E = (200 – 19,44) / 200 = 90,28% La remoción en sólidos suspendidos es:

%E = (200 – 14,54) / 200 = 92,73%

9.2.8 Diseño de Emisario Final El emisario final se proyecta en un diámetro de 315mm con una longitud de 24.07m con una cota de descarga de 1114,23m, se proyecta con una pendiente mínima de 0,50%. Como caudal de diseño se toma el QMH. QD= 13,93L/s. Inicialmente se estima el caudal a tubo lleno en la tubería para lo cual se tiene que: D=315mm, D interno: 0.284m. El cálculo hidráulico de la tubería se realiza, teniendo en cuenta la ecuación de Darcy – Weisbach en combinación con la ecuación de Colebrook – White.

𝑉 = −2√8𝑔𝑅ℎ𝑆𝐿𝑜𝑔 [𝐾𝑠

14.8𝑅ℎ+

2.51𝑣

4𝑅ℎ√8𝑔𝑅ℎ𝑆]

𝑅ℎ =𝐷

4=

0.284𝑚

4= 0.071𝑚

𝑆 =0.50

100= 0.0050

La viscosidad del agua residual se asume iguala a la del agua limpia a una temperatura de 10°C (1.301x10-6m2/s).

𝑉 = −2√8 ∗ 9.81 ∗ 0.071 ∗ 0.0050𝐿𝑜𝑔 [0.0000015

14.8 ∗ 0.071+

2.51 ∗ 1.301𝑥10−6

4 ∗ 0.071√8 ∗ 9.81 ∗ 0.071 ∗ 0.0050]

𝑉 = 1.21𝑚/𝑠





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𝑄𝑙𝑙 = 1.21𝑚/𝑠 ∗ 𝜋/4 ∗ (0.284𝑚)2 = 0.076𝑚3/𝑠 La relación q/Qll será de:

𝑞

𝑄𝑙𝑙=

13.93𝐿/𝑠

76.80𝐿/𝑠= 0.474

Para la relación de caudales de 0.474 se obtiene una relación Y/D de 0.553, con lo que se tiene un Y = 0.553*0.284= 0,157. De las relaciones geométricas de las tuberías se tiene lo siguiente:

𝜃 = 𝜋 + 2 ∗ 𝑠𝑒𝑛−1 (𝑌 − 𝑑/2

𝑑/2)

𝐴 =1

8∗ (𝜃 − 𝑠𝑒𝑛𝜃) ∗ 𝑑2

𝑃 =1

2∗ 𝜃𝑑

𝑅ℎ =1

4[1 −

𝑠𝑒𝑛𝜃

𝜃] ∗ 𝑑

Para Y=0.157, La velocidad real en la tubería es de:

𝑉 = −2√8 ∗ 9.81 ∗ 0.06 ∗ 0.0050 ∗ 𝐿𝑜𝑔 [0.0000015

14.8 ∗ 0.06+

2.51 ∗ 1.301𝑥10−6

4 ∗ 0.06 ∗ √8 ∗ 9.81 ∗ 0.06 ∗ 0.0050]

𝑉𝑟 = 1.262𝑚/𝑠

9.2.9 Diseño del sistema de desagües de la PTAR Para el sistema de desagües de la PTAR, se realizó el cálculo de un grupo de tuberías que salen de desarenador, Imhoff y FAFA y entrega sus aguas al Pozo 2 (pozo de bombeo de lodos) y otro grupo de tuberías que corresponde al rebose del desarenador y a la salida de los lechos de secado de lodos a partir del Pozo 3 hasta el Pozo 9. A continuación se muestra la tabla de cálculos hidráulicos del sistema:





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Tabla 9-23. Diseño hidráulico Desagües en la PTAR de Salónica

COLECTOR

COTAS (m) CARACTERISTICAS COLECTOR

De A Q Diseño

L (m) Profundidad a Clave Cota Rasante Cota Clave Pendiente (%)

n

Diám Nom. (min 6-8)

L/s De A De A De A Tubería pulg

DES 1 13,93 3,78 1,96 1,97 1117 1117 1115,04 1115,03 0,3 0,01 8

1 2 13,93 29,01 1,99 1,43 1117 1116,35 1115,01 1114,92 0,3 0,01 8

DES 3 8,54 4,8 0,91 0,03 1117 1116,02 1116,09 1115,99 2 0,01 8

3 4 8,54 13,01 0,13 0,37 1116,02 1116 1115,89 1115,63 2 0,01 8

4 5 8,54 29,79 0,47 0,65 1116 1115,59 1115,53 1114,94 2 0,01 8

5 9 8,54 9,63 0,75 1,16 1115,59 1115,81 1114,84 1114,65 2 0,01 8

FAFA1 6 6,97 2,6 0,6 0,61 1116 1116 1115,4 1115,39 0,4 0,01 6

FAFA2 7 6,97 2,6 0,6 0,61 1116 1116 1115,4 1115,39 0,4 0,01 6

6 7 13,93 9,1 0,68 0,71 1116 1116 1115,32 1115,29 0,3 0,01 8

7 2 27,86 12,58 0,73 1,12 1116 1116,35 1115,27 1115,23 0,3 0,01 10

8 9 13,93 2 0,63 0,45 1116 1115,81 1115,37 1115,36 0,3 0,01 8

9 VERT 36,4 78,22 1,18 0,77 1115,81 1115 1114,63 1114,23 0,5 0,01 12

FAFA1 8 6,97 3,35 0,6 0,61 1116 1116 1115,4 1115,39 0,3 0,01 6

FAFA2 8 6,97 3,35 0,6 0,61 1116 1116 1115,4 1115,39 0,3 0,01 6

LECHO 9 13,93 8,45 0,24 0,08 1116 1115,81 1115,76 1115,73 0,3 0,01 8





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COLECTOR

COTAS (m) CARACTERISTICAS COLECTOR

De A Q Diseño

L (m) Profundidad a Clave Cota Rasante Cota Clave Pendiente (%)

n

Diám Nom. (min 6-8)

L/s De A De A De A Tubería pulg

ALI3 PTAR 13,93 20,39 0,49 0,28 1117,3 1117 1116,81 1116,72 0,45 0,01 14

PTAR DES 13,93 5,81 0,65 0,68 1117 1117 1116,35 1116,32 0,45 0,01 14


Tabla 9-24. Diseño hidráulico Desagües en la PTAR de Salónica

COLECTOR PARAMETROS

ID De A

V (0.45-6) Q q/Q V. Real Y Y/D Fuerza

Tractiva F Reg. Flujo

m/s L/s - m/s m - t >0,12 ó 0,15

(kg/m2) ><1 >< Critico

DES-1 DES 1 0,70 18,16 0,767 0,789 0,134 0,734 0,164 0,705 SuB

1-2 1 2 0,70 18,16 0,767 0,789 0,134 0,734 0,164 0,705 SuB

DES-3 DES 3 1,80 46,89 0,182 1,435 0,057 0,314 0,647 2,249 SuP

3-4 3 4 1,80 46,89 0,182 1,435 0,057 0,314 0,647 2,249 SuP

4-5 4 5 1,80 46,89 0,182 1,435 0,057 0,314 0,647 2,249 SuP

5-9 5 9 1,80 46,89 0,182 1,435 0,057 0,314 0,647 2,249 SuP

FAFA1-6 FAFA1 6 0,69 11,44 0,609 0,758 0,093 0,641 0,166 0,854 SuB

FAFA2-7 FAFA2 7 0,69 11,44 0,609 0,758 0,093 0,641 0,166 0,854 SuB

6-7 6 7 0,70 18,16 0,767 0,789 0,134 0,734 0,164 0,705 SuB

7-2 7 2 0,81 32,74 0,851 0,921 0,177 0,781 0,207 0,691 SuB

8-9 8 9 0,70 18,16 0,767 0,789 0,134 0,734 0,164 0,705 SuB





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COLECTOR PARAMETROS

ID De A

V (0.45-6) Q q/Q V. Real Y Y/D Fuerza

Tractiva F Reg. Flujo

m/s L/s - m/s m - t >0,12 ó 0,15

(kg/m2) ><1 >< Critico

9-VERT 9 VERT 1,21 76,80 0,474 1,262 0,157 0,553 0,377 1,129 SuP

FAFA1-8 FAFA1 8 0,60 9,91 0,703 0,671 0,101 0,697 0,129 0,705 SuB

FAFA2-8 FAFA2 8 0,60 9,91 0,703 0,671 0,101 0,697 0,129 0,705 SuB

LECHO-9 LECHO 9 0,70 18,16 0,767 0,789 0,134 0,734 0,164 0,705 SuB

ALI3-PTAR ALI3 PTAR 1,26 106,12 0,131 0,904 0,085 0,259 0,223 1,174 SuP

PTAR-DES PTAR DES 1,26 106,12 0,131 0,904 0,085 0,259 0,223 1,174 SuP


El plano con cotas del diseño del sistema de desagüe es el Plano 41 y se encuentra en la carpeta 4.2.13 del proyecto.

INFORME DE DISEÑO DEFINITIVO DEL MEJORAMIENTO DEL SISTEMA DE

ALCANTARILLADO Y CONSTRUCCIÓN DE LA PTAR DEL

CORREGIMIENTO DE SALÓNICA MUNICIPIO DE RIOFRIO

CÓDIGO: INF-01-SAL-062 Versión: 01-17072014

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10. DISEÑOS ESTRUCTURALES El diseño estructural definitivo de la PTAR (desarenador, pozos de bombeo, Imhoff, filtros anaerobios, entre otros) y de la infraestructura del sistema de alcantarillado (pozos y cabezales de entrega) se puede consultar en la Carpeta 4.2.10 Diseño Estructural del proyecto. Los planos de diseño estructural de las diferentes estructuras del proyecto son los planos 44 al 64 y se encuentran en la carpeta 4.2.13 del proyecto.





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11. DISEÑOS ARQUITECTÓNICOS PARA LA PLANTA DE TRATAMIENTO DE AGUAS RESIDUALES DEL CORREGIMIENTO DE SALÓNICA

11.1 CRITERIOS DE DISEÑO

11.1.1 Accesibilidad

Se diseñarán estructuras que permitan el fácil acceso a la zona del proyecto, lo anterior teniendo en cuenta aspectos legales de predios, espacio disponible y pendientes longitudinales que permitan diseños aceptables operativamente. El lote destinado para la construcción de la PTAR se encuentra aledaño a una vía de acceso por lo cual no requiere ninguna obra adicional de acceso. 11.1.2 Seguridad Se garantizará la seguridad y protección de las estructuras que se proyectan en la PTAR mediante un sistema de cerramiento estable y duradero que cumpla con la normatividad. Además se proyectará una caseta de vigilancia para la operación de la PTAR. 11.1.3 Comodidad Se buscará que las obras arquitectónicas sean funcionales para el personal que las vaya a utilizar. 11.1.4 Operación y mantenimiento Se establecerán obras que permitan el manejo de las estructuras hidráulicas proyectadas. Estas obras comprenden andenes, sardineles, rampas y barandas que permitan el rápido acceso a las estructuras tales como tanques, filtros, cajas, entre otras. Aquí se identifica también una de las funciones de la caseta, la cual puede servir como centro de operación administrativa de la PTAR. 11.1.5 Medidas ambientales y paisajísticas Se buscará balancear las obras arquitectónicas proyectadas con obras tales como empradizaciones y arborizaciones que permitan la recuperación ambiental de las zonas





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intervenidas. Adicionalmente, se proyecta una barrera ecológica con arbustos aromáticos alrededor del predio de la PTAR que permitan aislar los olores generados en los procesos biológicos del sistema de tratamiento. 11.2 DISEÑO DE OBRAS ARQUITECTÓNICAS Dentro del lote de la PTAR se proyectan estructuras complementarias de tipo arquitectónico dentro de las que se incluyen: la caseta de operación y vigilancia, zona de maniobras y parqueo para vehículos, zona dura de andenes perimetrales, zona verde y cerramiento. En la siguiente imagen se muestra un esquema donde se incluyen las estructuras mencionadas anteriormente:

Imagen 11-1 Estructuras Arquitectónicas de la PTAR


11.2.1 Andenes perimetrales

ANDEN PERIMETRAL

ZONA VERDE

ADOQUIN

ZONA VERDE

ZONA VERDE

CERRAMIENTO





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Se proponen circulaciones peatonales alrededor del área del desarenador, tanques Imhoff y FAFA’s de la PTAR. Esta zona dura comprende un área de 313,02 m2 en concreto hidráulico reforzado con malla electrosoldada para retracción y temperatura con dilataciones cada metro aproximadamente dependiendo de la modulación y con un espesor de 0,60 m (Ver plano 40 de vista en planta arquitectónica de la PTAR). Los andenes tendrán adicionalmente una cuneta perimetral de concreto para recolección de aguas lluvias. 11.2.2 Caseta de vigilancia Se proyecta un espacio para el personal de vigilancia y operativo de la PTAR, dotado de una batería sanitaria, un espacio para cocineta, un espacio para toma de muestras y laboratorio y un espacio de trabajo para el vigilante y/o los administrativos, (Ver planos 42 y 43). La caseta de vigilancia está conformada por dos puertas, una de acceso principal y la otra a nivel interno de acceso al baño. Cuenta con un baño y un lavaplatos con mesón. Los materiales planteados para este espacio son:

• Ventanería y puertas en lámina metálica calibre 18, con dos manos de

anticorrosivo y dos manos de esmalte.

• Muros en ladrillo a la vista.

• Pisos en cerámica.

• Cubierta en teja canaleta 90.

• Cielo Raso en dry-wall.

• Aparatos Sanitarios en cerámica.

• Lavaplatos en acero inoxidable.

11.2.3 Cerramiento en muro y malla eslabonada Este cerramiento está proyectado con el fin de proteger las estructuras proyectadas en la PTAR. Las características que deben cumplir los materiales y las consideraciones de construcción del cerramiento planteado, son establecidas en los planos (40 y 41) y en las especificaciones técnicas. El cerramiento está proyectado en mampostería estructural con columnetas de confinamiento, una vigueta de cimentación, una malla eslabonada y alambre de púas en la parte superior, como se muestra en la siguiente imagen:





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Imagen 11-2. Cerramiento PTAR


11.2.4 Zona de maniobras (parqueadero) La zona de maniobras (parqueadero) con un área de 246,50 m2, se construirá con adoquín. Esta estructura permitirá el parqueo y maniobra de los vehículos que accedan a las instalaciones de la PTAR durante la construcción y posteriormente en la etapa de operación (Ver plano 40).

MALLA ESLABONADA DE 2"X2" CALIBRE 10

PEDESTAL EN

CONCRETO

CONCRETO

CICLOPEO

SOLADO DE LIMPIEZA

2"X 316"

VIGA DE CIMENTACIÓN

0,2X02

SOLADO DE LIMPIEZA

ALFAJIA





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12. MANEJO AMBIENTAL EN EL DESARROLLO DE LAS OBRAS PROPUESTAS En este capítulo se establecen los lineamientos preventivos, de mitigación, contingencia que se deberá seguir para el desarrollo de las obras propuestas en el mejoramiento del sistema de alcantarillado del Corregimiento de Salónica y la construcción de la PTAR en el Municipio de Riofrío. Se especifica como deberá hacerse frente el manejo de residuos sólidos tanto orgánicos como inorgánicos, especiales y peligrosos, medidas preventivas para evitar la contaminación del aire, debido a las obras de demolición de las antiguas estructuras de las redes existentes y la ejecución segura de las obras frente a la salud tanto de los trabajadores como de la comunidad aledaña. 12.1 MANEJO DE ESCOMBROS Y MATERIALES La resolución 541 de diciembre 14 de 1994 regula el cargue, descargue, transporte, almacenamiento y disposición final de escombros, materiales, elementos, concretos y agregados sueltos de construcción, demolición y capa orgánica, suelo y subsuelo de excavación. 12.1.1 Transporte y Almacenamiento. Los materiales almacenados deben permanecer cubiertos para evitar su dispersión por acción del agua, el viento u otros elementos. Los vehículos para el transporte de materiales deben estar dotados con carpas, plásticos, lonas o coberturas que impidan el levantamiento de material particulado por la acción del viento; los materiales transportados deben permanecer totalmente cubiertos a lo largo del trayecto y hasta su descargue. El aprovisionamiento de combustibles y lubricantes y el mantenimiento de maquinaria, del equipo móvil y otros equipos, se realizará en sitios adecuados para dicha actividad, con el fin de no contaminar los suelos o las aguas. Como no se permite el almacenamiento de sobrantes de excavación en las zonas de trabajo, todo el material deberá ser llevado de inmediato a las zonas de depósito. En los casos en que el volumen de material no supere los 3 m3, se podrán almacenar temporalmente, debidamente señalizada la zona y tapados los escombros, hasta su posterior traslado a los sitios autorizados.





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Se adecuará una zona para el almacenamiento de los materiales que se utilizarán en la obra, los cuales serán llevados al frente de trabajo cuando se requiera. Si se almacenan materiales o sustancias consideradas como especiales o peligrosas, deberán estar en sitios especiales, con las hojas de seguridad visibles, y debidamente señalizados. No se permite el uso, tránsito, estacionamiento, aseo de equipos o maquinaria en los lechos de las quebradas, ni en sitios distintos del frente de obra, a menos que sea estrictamente necesario y con autorización de la supervisión ambiental. Cuando se lleve material a sitios de depósito o se traiga material de alguna cantera, se debe tener los registros de soporte que respalden la disposición o compra de materiales en zonas que cumplan con toda la normatividad vigente según la Ley 685 de 2001 art. 30. 12.1.2 Retiro de sobrantes de obra. Los obreros deberán encargarse de recoger los sobrantes, basuras y desperdicios en carretillas y colocarlos en las zonas destinadas para almacenamiento temporal. Los materiales que sean llevados para un frente de trabajo y no sean utilizados se deberán colocar de nuevo en los lugares destinados para su almacenamiento. Los equipos y vehículos que se dejen dentro de la obra una vez terminen la jornada laboral deberán estacionarse en los sitios determinados para este fin. Los maquinistas y conductores deberán encargarse de la limpieza, revisión y mantenimiento de éstos. Las labores descritas anteriormente deberán ser supervisadas y controladas por los maestros de obra y el personal técnico encargado de la construcción. 12.2 MANEJO DE RESIDUOS (SÓLIDOS, LÍQUIDOS Y PELIGROSOS). Está determinado por el decreto Nº 1594 del 26 de junio de 1984 por el cual se reglamenta parcialmente el título I de la ley 09 de 1979, así como el capítulo II del título IV –parte III –libro II y el título III –parte III –libro I –del Decreto Ley 2811 de 1974, en cuanto a usos del agua y residuos líquidos. Determinado por el Decreto Nº 2104 del 26 de julio de1983 el cual reglamenta parcialmente el título I y XI de la ley 09 de 1979, así como el título III - Parte IV del libro I del Decreto ley 2811 de 1974 para implementar y desarrollar un manejo integral de los residuos sólidos que se generen. Toda persona o grupo de personas en la obra, son susceptibles de generación de residuos de diferentes tipos y características, que deben ser manejados de manera controlada para prevenir un sin número de impactos negativos que ellos producen.





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Daremos algunas pautas para el manejo adecuado de los residuos sólidos dentro de la obra. Una vez se inicien las obras, se deberá realizar una caracterización de los residuos sólidos que se generan, para poder definir la manera como se gestionara. Se hará un levantamiento en cada frente de obra, y se desarrollara una lista de verificación que contemple del tipo, la naturaleza y el volumen de los residuos sólidos generados, además de su calidad, es decir, el estado en el que sale (contaminado, mezclado). Separación y almacenamiento: Determinar si se están separando o no los residuos sólidos; en caso de que se esté haciendo, describir en qué forma. Se hará mención de los recipientes utilizados para el almacenamiento (contendores, canecas, bolsas, etc.). Recolección y transporte: Establecer la existencia y ubicación de los sitios de almacenamiento dentro de la obra y enunciar la manera como se están evacuando los residuos sólidos generados; por ejemplo: si se cuenta con un relleno sanitario local autorizado por la autoridad ambiental. Tratamiento: Determinar si se está dando a los residuos algún tipo de tratamiento alternativo como: Reciclaje, Compostaje, incineración relleno de seguridad u otro tipo de tratamiento. Disposición final: Indicar el lugar y la forma en que se están disponiendo finalmente los residuos sólidos. 12.2.1 Segregación en la fuente. La segregación en la fuente es la base fundamental de la adecuada gestión de residuos y consiste en la separación selectiva inicial de los residuos procedentes de cada una de las fuentes determinadas, dándose inicio a una cadena de actividades y procesos cuya eficacia depende de la adecuada clasificación de los residuos. Para realizar una correcta separación en la fuente se debe disponer de recipientes adecuados, que en términos generales deben ser de un material resistente que no se deteriore con facilidad y cuyo diseño y capacidad optimicen el proceso de almacenamiento. El diagnóstico permite definir el tipo y cantidad de recipientes que se requieren para la adecuada separación de los residuos, en todas las áreas.





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Imagen 12-1. Recipientes de acuerdo a la Guía Técnica Colombiana GTC - 24”


12.2.2 Derrames accidentales. Cuando se presenten derrames accidentales mayores a 10 galones de combustibles, grasas, aceites, se deberá retirar el suelo contaminado, para su tratamiento. Los volúmenes pequeños, pueden ser recogidos mediante aserrín, trapos, arena, o adsorbentes sintéticos e inertes. En caso de requerirse realizar cambios de aceite o suministro de combustible, se deberá realizar en el sitio adecuado para tal fin (taller), el cual deberá adecuarse con un piso duro y un sistema de drenaje que permita recoger algún derrame. 12.3 CONTROL DE RUIDO Y DE EMISIONES ATMOSFÉRICAS. Normas sobre ruido consignadas en la Resolución 08321 de agosto de 1983 del Ministerio de Salud, Decreto 02 de 1982 y 948 de 1995 por los cuales se regula la calidad del aire. Todos los equipos que laboren en la construcción de las obras, deberán tener un pito de reversa, como medida preventiva para el control de accidentes.





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Se prohíbe el uso de toda clase de dispositivos o accesorios diseñados para producir ruido, tales como válvulas, resonadores y pitos adaptados a los sistemas de bajo y de frenos de aire. Los equipos eléctricos deben estar provistos de equipos silenciadores o sistemas amortiguadores de ruido. De ser necesario se deben realizar adecuaciones con barreras o mamparas: Las principales fuentes fijas de ruido (generadores, taladro, vehículos, entre otros) serán adecuadas con barreras que aíslen o mitiguen los efectos del ruido. Igualmente se darán instrucciones a los operadores de maquinaria y vehículos para que se evite el uso innecesario de cornetas o bocinas. En cuanto a emisiones atmosféricas encontramos el Decreto 2107 de 1995 por medio del cual se modifica parcialmente el Decreto 948 de 1995 que contiene el reglamento de protección y control de la calidad del aire, y la resolución 0601 de 2006 por la cual se establece la Norma de Calidad del Aire o Nivel de Inmisión, para todo el territorio nacional en condiciones de referencia. Se debe realizar un rociado de la vía y la reducción de la velocidad de circulación: Para reducir la emisión de material particulado en las carreteras sin pavimentar que serán utilizadas para la movilización de maquinaria hasta las diferentes áreas de mayor interés. El platón de las volquetas deberá estar cubierto, con lonas y aseguradas para que el material no se disperse en el camino y se disminuyan las emisiones de material particulado. Se deberá verificar que el material transportado no debe sobresalir de la altura del compartimiento de carga o altura de los lados del platón. Cada volqueta deberá llegar instrumentos para recoger el material que se desprenda sobre la vía. 12.4 SEÑALIZACIÓN EN OBRA. Durante la ejecución de la obra, el Contratista deberá colocar las señales de prevención, avisos de peligro y demás señales que se requieran para el tipo de trabajo que esté desarrollando. La señalización es temporal, su instalación deberá ser anterior a la iniciación de los trabajos y deberá colocarse antes de iniciar las labores diarias y permanecerán en el frente de trabajo el tiempo que duren las obras y solo se eliminará cuando la vía esté libre de cualquier obstáculo. La función principal del control de tráfico en las obras de construcción y conservación de vías, es la de dirigir la circulación en forma segura y rápida a través de zonas de trabajo y alrededor de ellas; lo que obliga a la imposición de límites de velocidad, controles de dirección de tráfico y disposiciones especiales.





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Como parte de las actividades a cargo del Contratista estarán las correspondientes a los planes y programas de desvíos de tránsito, seguridad y señalización completa de las áreas de trabajo; la señalización será tanto vehicular como peatonal. El plan de señalización y protección de la zona de trabajo deberá ser aprobado previamente por las autoridades competentes según la magnitud de la obra y por la Interventoría. No se dará la autorización para iniciar las operaciones correspondientes a un frente de trabajo hasta no haberse verificado el cumplimiento en su totalidad de los requisitos de señalización. Además, el Contratista mantendrá señales suficientes para prever el daño, hurto y el cambio por deterioro de las diferentes señales que se utilicen en los frentes de trabajo. Toda persona que realice trabajos, estudios o inspección en la obra, ya sea de entidades, contratistas o particulares debidamente autorizados, deberá colocarse un casco y chaleco de seguridad reflectivo color naranja, durante el tiempo que permanezca en el sitio de los trabajos. Las señales y avisos necesarios permanecerán en las obras las veinticuatro (24) horas del día y el Contratista se compromete a mantenerlas en buen estado. Se señalización se guardará junto a la herramienta menor en el campamento, una vez se dejen bien señalizados los frentes de trabajo. 12.5 INSTALACIÓN Y MANEJO DE CAMPAMENTOS. Los campamentos se deben ubicar de acuerdo a los frentes de obra que defina el constructor, en el predio donde estará localizada PTAR y a lo largo de la red de alcantarillado, estos deberán construirse en materiales prefabricados y reciclables. El predio seleccionado para la ubicación de las instalaciones, deberá encontrarse en perfecto estado con el fin de evitar riesgos de accidente, colapsos de la estructura e incendios. Se deberá contar con vías de acceso que faciliten el ingreso al área donde se están desarrollando las obras, teniendo en cuenta anchos de vía y acceso al tanque. Los mantenimientos de maquinaria, equipos y vehículos en la zona del patio; deben ser realizados en talleres y servicentros cercanos que cuenten con la infraestructura requerida para este tipo de maniobras. Demarcar y señalizar las áreas dentro del campamento, en donde se diferencie cada uno de los puntos, ya sea para almacenamiento de materiales, campamento, baños, almacenamiento de residuos, patio de maniobras, salidas de emergencia, ubicación de extintores y demás.





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El campamento deberá estar dotado con equipos necesarios para el control de conflagraciones (extintores) y material de primeros auxilios. Se deberán identificar las zonas de donde se obtendrán los servicios públicos básicos para los trabajadores dentro del campamento y para el funcionamiento de los equipos y maquinaria, el predio donde se ubiquen las instalaciones deberá contar con los servicios. Al culminar las labores, se deberá realizar el respectivo desmonte de la infraestructura instalada, dejando en sitio en condiciones mejores o iguales a las encontradas. En caso de ser utilizada zonas públicas estas deben quedar limpias de materiales o escombros y restauradas. 12.6 EXCAVACIONES. El Contratista antes de comenzar los trabajos deberá hacer un reconocimiento previo y cuidadoso de los sitios donde se ejecutarán las excavaciones para determinar cuáles son las medidas de seguridad que se requieren para proteger las superficies excavadas. El Contratista será responsable por la estabilidad de los taludes y deberá soportar y proteger todas las superficies expuestas por las excavaciones hasta la iniciación de los trabajos de relleno requeridos. Las aguas subterráneas se deberán controlar conservando el equilibrio de la humedad del suelo, evitando asentamientos del terreno y movimientos subterráneos. Para proteger adecuadamente las superficies excavadas se deberá adelantar el manejo del agua superficial y la evaluación del agua subterránea, manteniendo los sistemas de drenaje y bombeo que se requieran para estabilizar los taludes. Toda el agua retirada deberá ser conducida a través de mangueras o tuberías de longitud adecuada hasta el alcantarillado pluvial más cercano o el sitio que sea indicado por la Interventoría. En ningún caso se permitirá el bombeo de aguas de infiltración o nivel freático ni de algún otro tipo, sobre las vías o zonas superficiales aledañas a la obra. 12.7 DEMOLICIONES. El Contratista debe asegurar que los procesos de demolición y desmontaje son los adecuados y no afectarán, por encima de niveles tolerables, a los alrededores. El interventor deberá verificar que los procesos de demolición se hagan con los equipos apropiados y se tomen las precauciones para evitar accidentes.





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Si existen materiales recuperables, se deberá hacer un inventario completo de los mismos e indicar la manera más apropiada de rescatarlos, almacenarlos y entregarlos al municipio. Asegurarse que los materiales removidos con recuperación, sean clasificados y resguardados. 12.8 CORTE Y RETIRO DE PAVIMENTO. El pavimento existente, ya sea asfáltico o de concreto, deberá cortarse de acuerdo con los límites especificados para la excavación y sólo podrán exceder dichos límites por autorización expresa de la Interventoría cuando existan razones técnicas para ello. El corte deberá cumplir además los siguientes requisitos: La superficie del corte debe quedar vertical. El corte se hará según líneas rectas y figuras geométricas definidas. Se utilizará equipo especial de corte, (martillo neumático, sierra mecánica, etc.) aprobado previamente por la Interventoría. Se harán cortes transversales cada metro en toda la longitud del pavimento a retirar. Una vez cortado el pavimento se demolerá y los escombros se acopiarán para su posterior retiro de la obra, en un sitio donde no perjudique el tránsito vehicular ni la marcha normal de los trabajos y donde esté a salvo de contaminación con otros materiales. El pavimento que esté por fuera de los límites del corte especificado y sufra daño a causa de procedimientos de corte inadecuado, deberá ser reconstruido por cuenta del Contratista. 12.9 MANEJO DE LA ZONA DE TALLERES O MANTENIMIENTO DE EQUIPOS Y

VEHÍCULOS. Para la zona de talleres se instalarán trampas de grasas. Para su diseño se debe tener en cuenta que el tanque debe tener 0,25 m de área por cada litro/segundo; debe tener una relación ancho/longitud de 1:4 hasta 1:18 y una velocidad ascendente mínima de 4mm/s. La limpieza deberá realizarse cada vez que se alcance el 75% de la capacidad de retención de grasa, aunque se aconseja retirar diariamente la capa de grasa que se forma en el sistema. Para el mantenimiento de la trampa de grasas se deben cumplir las siguientes actividades:





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Extraer la capa de grasa acumulada en las cámaras, lo cual se puede realizar utilizando un cedazo. Dejar escurrir lo anterior en un cedazo más grande, hasta observar que el líquido ha pasado completamente el cedazo. Las especificaciones del diseño de la trampa de grasa deben cumplir como mínimo con un 80% de remoción de grasas y aceites antes de ser vertida. 12.10 MANEJO DE ZONA DE DEPÓSITO. La actividad de disponer materiales implica desde la perspectiva ambiental incidencia básicamente sobre la vegetación, las aguas, los suelos y el paisaje. Es de anotar que no todo el material de los cortes proyectados será utilizado para llenos debido a sus características poco aconsejables, para tal caso según estudio de suelos, para ello se debe tener como disposición final un botadero autorizado y seleccionado por la interventoría. 12.11 ACTIVIDADES ESPECÍFICAS A DESARROLLAR. Con el objetivo de controlar, disminuir y minimizar los efectos ambientales adversos que sobre el ambiente y la comunidad localizada en el área de influencia genere el desarrollo de las actividades propias del desarrollo del sistema, los materiales a utilizar durante la construcción deberán llegar a las instalaciones provisionales y ser descargados en los sitios de almacenamiento destinados para su ubicación según su clasificación. El acarreo de los materiales deberá hacerse en las horas consideradas no pico para evitar aumentar el tráfico vehicular de las vías de acceso y de las zonas aledañas al proyecto. Las horas de transporte de material deben estar comprendidas entre las 8:30 a.m. a 11:30 a.m. y 3:00 p.m. a 5:30 p.m. Las actividades concernientes al ingreso de suministros y materiales a la obra debe ser controlado por el almacenista que comunicará a los proveedores y transportadores el horario de ingreso y egreso de los vehículos a la obra. Con el fin de evitar la acumulación de materiales en las áreas de trabajo se deberán transportar los materiales necesarios desde el centro de acopio. Cada uno de los obreros deberá encargarse de recoger las herramientas utilizadas por él durante el día, lavarlas, limpiarlas y entregarlas a la persona encargada, éste revisará que las herramientas sean devueltas según la planilla de salida y el estado en que se encuentran con el fin de repararlas o cambiarlas en caso de ser necesario. 12.12 LIMPIEZA DE LA ZONA DE TRABAJO.





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Una vez terminada la jornada de trabajo se debe realizar una limpieza general. Los frentes de trabajo deben permanecer siempre organizados para evitar accidentes dentro de las áreas de construcción y permitir que zonas de circulación estén siempre libres de obstáculos que pueden propiciar condiciones inseguras.





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13. MÉTODOS CONSTRUCTIVOS

13.1 LOCALIZACIÓN GENERAL DE LA PTAR La PTAR se proyecta en unos predios que según el IGAC son de uso institucional y según la secretaría de planeación de RioFrío son de propiedad del municipio como se muestra en la siguiente imagen:

Imagen 13-1. Localización general de la PTAR


Para acceder a estos predios, se debe desviar unos cuantos metros después del puente sobre el río RioFrío a la entrada del corregimiento.

RIO

FR

IO

E

F

G





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13.2 LOCALIZACIÓN PARTICULAR Y COMPONENTES DE LA PTAR

A continuación se muestra la localización de la PTAR con respecto al río RioFrío y las estructuras que componen la Planta de Tratamiento de aguas Residuales del corregimiento de Salónica, municipio de RioFrío:

Imagen 13-2. Localización particular de la PTAR


PTAR

Puente

Corregimiento de Salónica





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Imagen 13-1 Estructuras Hidráulicas de la PTAR


EMISARIO

FINAL

IMHOFF Desarenador

Caseta deoperación yvigilancia

FAFA

BOMBEO DE LODOS

SECADO DE LODOS

ENTRADA

BOMBEO DE AGUAS

RESIDUALES





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Imagen 13-2 Localización del dique de protección a construir


13.3 RECOMENDACIONES PARA LAS EXCAVACIONES

La construcción de las estructuras que componen la PTAR involucra una excavación en conglomerado y extracción de piedras y cantos rodados debido a la composición del suelo en la zona, la cual es cercana al río RioFrío. Las excavaciones para las estructuras proyectadas en la PTAR deberán realizarse de acuerdo con las cotas, dimensiones y profundidades indicadas en los planos hidráulicos de las estructuras o requeridas durante el proceso constructivo. El Contratista deberá ejecutar las excavaciones empleando maquinaria de tipo oruga con el fin de generar estabilidad para la misma maquinaria y los obreros y buscando además generar estabilidad en la excavación de las estructuras.

PTAR

Dique existente

Dique proyectado





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Imagen 13-3. Maquinaria tipo oruga para las excavaciones de la PTAR de Salónica

Fuente: Manov Ingeniería LTDA, 2013

Todos los daños resultantes de las operaciones del Contratista durante cualquier excavación, incluyendo daños a las fundaciones, a las superficies excavadas o a las estructuras existentes en las zonas aledañas a dicha excavación, serán reparados por cuenta del Contratista y a satisfacción de la INTERVENTORIA. Las excavaciones deberán ser contenidas de manera continua desde el inicio de las actividades hasta el término de la fundición, con entibados metálicos continuos que permitan la estabilidad de los taludes excavados, ya que el material del suelo en la zona de la PTAR corresponde a un conglomerado con bajo porcentaje de material cohesivo. Para el caso específico de la construcción de los tanques IMHOFF, se requiere una excavación profunda del orden de 8 m de profundidad. El Contratista antes de iniciar la excavación deberá informar a la INTERVENTORIA sobre sus programas de excavación. La excavación y la colocación del relleno, no deberán causar molestias al público. Cuando una excavación haya sido terminado hasta las cotas especificadas, el Contratista notificará inmediatamente a la INTERVENTORIA sobre su terminación, quien procederá a inspeccionar dicha excavación. No se deberá continuar con los trabajos, mientras no se haya dado por terminada la inspección y el Contratista haya obtenido de la INTERVENTORIA una autorización. El Contratista retirará y reemplazará por su cuenta los materiales con los cuales haya cubierto cualquier excavación sin la previa inspección y aprobación de la INTERVENTORIA. La excavación comprende la remoción de cualquier material por debajo del nivel de terreno natural hasta las cotas especificadas en los planos o indicadas por la INTERVENTORIA.





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La excavación en la zona de la PTAR Incluye igualmente el corte de las raíces que se encuentren dentro de la sección de excavación o en vecindades de la misma, además del destroncone de árboles existentes en la zona y recuperación de la capa vegetal de acuerdo a los lineamientos de la entidad ambiental. Antes de iniciar la excavación en cualquier sector u obra complementaria, el Contratista someterá a la aprobación de la INTERVENTORIA, los métodos de excavación que se propone emplear, el personal y equipos asignados, rendimientos, el programa de ejecución de los trabajos, la investigación de las interferencias, la localización y el manejo de las redes de agua, gas, teléfono, alcantarillado, energía afectadas por la obra, manejo de aguas, retiro de sobrantes, manejo del entorno ambiental y las demás que se requieran para la ejecución de la obra contratada. El Contratista sólo podrá iniciar la excavación una vez la INTERVENTORIA haya aprobado tales procedimientos y métodos de excavación. Si en concepto de la INTERVENTORIA los métodos de excavación adoptados por el Contratista no cumplen con las condiciones técnicas solicitadas, el Contratista deberá hacer todos los cambios y ajustes en los procedimientos que sean necesarios para obtener los resultados que cumplan con lo que dictamine la INTERVENTORIA. Todos los costos en que se incurra por razón de tales cambios serán por cuenta del Contratista. La aprobación por parte de la INTERVENTORIA de los métodos de excavación, no releva al Contratista de su responsabilidad sobre los efectos que tales procedimientos puedan tener para la obra ni de reparar a su costo todos los daños o perjuicios que se causen a otras propiedades de terceros o de la misma.

Protección de las superficies excavadas El Contratista será responsable por la estabilidad de todos los taludes temporales y deberá soportar y proteger todas las superficies expuestas por las excavaciones hasta la iniciación de los trabajos de relleno requeridos por la obra.

Tabla 13.1. ANCHO MAXIMOS DE LAS ZANJAS PARA EXCAVACION

DIAMETRO DE LAS TUBERIAS

(mm)

DIAMETRO DE LAS TUBERIAS

(pulgadas)

ANCHO DE LAS EXCAVACIONES

(m) 12.7 ½ 0.50 76 3 0.60 150 6 0.70 200 8 0.80 250 10 0.85 300 12 0.90 350 16 1.00


El ancho de la excavación se utilizará hasta profundidades máximas de excavaciones de 2.0 m., por cada metro adicional en la profundidad de la zanja, se incrementará en un 20% a partir de la parte superior de la misma (rasante) hasta concluir con el ancho en la base.





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13.4 ABATIMIENTO DEL NIVEL FREÁTICO En la zona de construcción de la PTAR, el nivel freático es bastante elevado debido a la cercanía del predio con el río y a la composición del suelo con cantos rodados y material conglomerado con poca presencia de material cohesivo que permite la infiltración del agua proveniente del río RioFrío. Por lo anterior, se requiere un manejo de nivel freático continuo y permanente durante las excavaciones y durante la fundición de las estructuras mediante pozos de achique con sistemas de bombeo continuo. El Contratista deberá suministrar y mantener todos los sistemas temporales y permanentes de bombeo y drenaje necesarios para evacuar y drenar el agua en las áreas excavadas para mantener estas superficies libres de agua. Existen muchos sistemas de abatimiento del nivel freático. A continuación se describe un sistema que puede ser de ayuda para el constructor durante la ejecución de las obras: - Sistema de bombeo “Wellpoint”: El sistema de bombeo por generación de vacío, conocido “Wellpoint”, es un método de control de descenso de agua subterránea, aplicable en terrenos granulares de diversa densidad y graduación. Es un sistema simple, versátil y de costo razonable. Este sistema de agotamiento de agua puede resultar de gran eficiencia y utilidad en excavaciones cuya cota se encuentra por debajo del nivel freático. Por ejemplo, en la ejecución de sótanos o zanjas para colectores.

Imagen 13-4. Sistema Well-point






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Tiene aplicación en un amplio rango de terrenos granulares, aunque su funcionamiento óptimo se produce cuando se instala en arenas de grano medio sin presencia de finos. En otro tipo de terrenos pueden ser necesarias operaciones adicionales de montaje (perforación previa y ejecución de filtro granular). La aspiración del agua se produce por vacío a través de numerosos puntos de captación, tantos como lanzas colocadas, a través de los filtros existentes en los extremos de las mismas. Consiste básicamente en unas lanzas de 2,5 a 6 m de longitud que se hincan separadas entre 1 y 1,5 m de forma paralela a la zanja que se quiere excavar. Estas lanzas se conectan a una bomba de succión. Cuando se hincan se impulsa agua a presión para introducir con facilidad la laza. Una vez instalada, se succiona el agua para abatir el nivel freático. La limitación se encuentra en la altura de aspiración, por lo que si se quiere profundizar más, deberán realizarse escalonamientos. El montaje del equipo no es complicado. La hinca de las lanzas se realiza mediante inyección de agua a presión a través de las mismas. Una vez colocadas se conectan al colector principal, que a su vez irá conectado a la bomba de vacío, desde donde se conducirá el agua extraída al punto de vertido (con la ayuda de dos bombas incorporadas). El accionamiento y control del funcionamiento del equipo es muy sencillo. Los componentes del sistema son:

- Bomba de hinca - Lanzas o agujas - Mangueras de presión - Colectores (para la tubería perimetral) - Bomba de vacío - Manguitos de unión - Accesorios (codos, tes, tapones tubos bifurcados, uniones, mangueras flexibles) - Cuadro eléctrico (380 V, 36 A) - Alargadores

- Control del nivel freático mediante pozos profundos (deepwells) y/o pozos de achique

Para rebajar el nivel freático a profundidades entre 10 y 30 m, se utilizan pozos profundos con bombas sumergibles. Se disponen pozos en el perímetro de la zona a excavar. Son especialmente adecuados cuando los suelos son muy permeables (arenas y gravas arenosas). El sistema tiene la ventaja que puede instalarse fuera de la excavación.

http://procedimientosconstruccion.blogs.upv.es/2014/10/11/control-del-nivel-freatico-mediante-pozos-profundos-deepwells/





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Imagen 13-5. Pozos deepwell y/o pozos de achique


13.5 RETIRO DE SOBRANTES El retiro y disposición de materiales sobrantes que el Contratista ejecute, debe cumplir en todo con la Resolución 541 del Ministerio del Medio Ambiente, expedida el 14 de diciembre de 1994. Antes de la iniciación de los trabajos el Contratista entregará el Plan de disposición de residuos para aprobación por parte de la INTERVENTORIA, el cual contendrá detalles de los sitios de disposición de los materiales, recorridos y características del equipo de transporte, volúmenes a ser depositados y sistema de colocación en el botadero más cercano y avalado por la entidad ambiental (CVC). En general todo material excavado se retirará a sitios de botadero tan pronto como sea excavado a menos que a juicio de la INTERVENTORIA sea aceptable para ser utilizado en rellenos, caso en el cual se apilará de tal manera que no ofrezca peligro para la obra, propiedades aledañas, personas y





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vehículos; ni que obstruya andenes, calzadas o cunetas. Los costos de acarreo desde el sitio de excavación al sitio de apilamiento y de éste al sitio de utilización, así como el apilamiento mismo y su colocación final, se deberán incluir en el precio del relleno respectivo. Será por cuenta del Contratista la negociación para utilizar las zonas de botadero que escoja. Si lo considera necesario, la INTERVENTORIA podrá solicitar al Contratista una copia del respectivo documento de negociación. Las zonas de botadero deben dejarse en condiciones óptimas de uso y drenaje. El Contratista preparará los sitios de botadero y colocará los materiales de desecho en forma que garantice su estabilidad. El Contratista deberá retirar de la obra a su costo a los sitios de botadero aprobados por la Interventoría y avalados por la entidad ambiental, además del material de excavación, todo el material sobrante de su propiedad o rechazado por deficiente calidad por la INTERVENTORIA.





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14. PRESUPUESTO PARA LA CONSTRUCCIÓN DEL SISTEMA DE ALCANTARILLADO DEL CORREGIMIENTO DE SALÓNICA

El presupuesto definitivo se puede consultar en el Anexo 4.3 de la presente entrega. A continuación se incluye un resumen del presupuesto total del proyecto incluyen el mejoramiento y ampliación de las redes de alcantarillado combinado y la construcción de la planta de tratamiento de agua residual:

Tabla 14-1 Resumen Presupuesto de Obras Corregimiento de Salónica

MANOV INGENIERIA RESUMEN DE PRESUPUESTO DE OBRA

CORREGIMIENTO DE SALONICA

MEJORAMIENTO Y AMPLIACIÓN DE LA RED DE ALCANTARILLADO Y CONSTRUCCIÓN DE LA PTAR DEL CORREGIMIENTO DE SALONICA - MUNICIPIO DE RIOFRÍO

ITEMS DESCRIPCIÓN COSTO

SISTEMA DE ALCANTARILLADO COMBINADO

1 PRELIMINARES $ 5,957,854.00

2 DEMOLICIÓN DE PAVIMENTOS Y ESTRUCTURAS $ 100,403,061.00

3 EXCAVACIONES Y RETIROS $ 445,691,472.00

4 INSTALACIÓN DE TUBERÍA $ 29,382,387.00

5 POZOS DE INSPECCIÓN $ 114,548,898.00

6 DOMICILIARIAS $ 514,561,081.00

7 SUMIDEROS $ 43,916,762.00

8 RELLENOS $ 354,434,046.71

9 REPOSICIÓN DE PAVIMENTOS $ 697,220,680.00

10 SUMINISTRO DE TUBERIAS $ 411,619,332.00

11 ESTRUCTURAS DE DESCARGA $ 14,479,092.00

TOTAL COSTOS DIRECTOS ALCANTARILLADO COMBINADO $ 2,732,214,665.71

PTAR E INSTALACIONES ELÉCTRICAS

1 RED DE DESAGUES $ 42,672,829.60

2 PRESEDIMENTADOR $ 37,066,328.64

3 TANQUE IMHOFF $ 186,068,967.62

4 FILTRO ANAEROBIO DE FLUJO ASCENDENTE $ 137,600,122.18

5 LECHOS DE SECADO DE LODOS Y BOMBEO $ 70,660,820.10

6 CASETA DE OPERACIONES $ 33,290,510.00

7 OBRAS CIVILES COMPLEMENTARIAS $ 109,931,786.00

8 OBRAS ELÉCTRICAS $ 81,771,018.00





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MANOV INGENIERIA RESUMEN DE PRESUPUESTO DE OBRA

CORREGIMIENTO DE SALONICA

MEJORAMIENTO Y AMPLIACIÓN DE LA RED DE ALCANTARILLADO Y CONSTRUCCIÓN DE LA PTAR DEL CORREGIMIENTO DE SALONICA - MUNICIPIO DE RIOFRÍO

TOTAL COSTOS DIRECTOS PTAR $ 870,766,768.1

TOTAL COSTOS DIRECTOS $ 3,602,381,468.71

ADMINISTRACION 20.90% $ 752,897,727.39

IMPREVISTOS 5.00% $ 159,538,107.00

UTILIDAD 8.00% $ 255,260,971.00

TOTAL AIU 33.90% $ 1,167,696,805.39

SUBTOTAL $ 4,770,078,274.10

VALOR INTERVENTORIA OBRA CIVIL 8.00% $ 341,794,440.14

VALOR INTERVENTORIA SUMINISTRO 4.00% $ 19,905,910.90

VALOR SEGUIMIENTO MVCT 2.00% $ 95,401,565.48

VALOR TOTAL DEL PROYECTO $ 5,227,180,191

FUENTE: Manov Ingeniera Ltda., 2013.





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ABREVIATURAS

" Pulgadas

$ Signo de pesos colombianos

% Signo de porcentaje

°C Grados Celsius

cms Centímetros

EOT Esquema de Ordenamiento Territorial

Ha Hectárea

hab Habitante

Kg/m2 Kilogramo por metro cuadrado

Kg/m3 Kilogramo por metro cúbico

Km Kilometro

Km2 Kilómetro cuadrado

l/hab*s Litro habitante por segundo

L/s Litro por segundo

L/s/ha Litro por segundo por hectárea

l/s Litro por segundo

m Metro

m/s Metro por segundo

m2 Metro cuadrado

m3 Metro Cúbico

m3/s Metro cúbico por segundo

ML Metro lineal

mm Milímetros

msnm Metros sobre el nivel del mar

n Coeficiente de rugosidad

N/m2 Newton por metro Cuadrado

p Pozo

PSMV Plan de Saneamiento y Manejo de Vertimientos

PTAR Planta de Tratamiento de Aguas Residuales

PVC Tubería de policloruro de vinilo

Q/q Relación que existe entre el caudal real y el caudal a tubo lleno

S Pendiente

UND Unidad





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JORGE RESTREPO GIRALDO JAIRO HERNAN CABAL FRANCO M.P. 7623700951 VLL DIRECTOR DE INTERVENTORIA DIRECTOR DE PROYECTOS GAIA INGENIERIA AMBIENTAL MANOV INGENIERIA LTDA

8. ALTERNATIVAS DE OPTIMIZACION DEL SISTEMA DE ALCANTARILLADO

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