CUBAS DE AIREACIÓN

FLUJOS DEL LICOR MIXTO Flujos teóricos (Fig. 9.1) Según la disposición adoptada para las cubas y el punto, o puntos, de introducción del agua y la recirculación de fangos, se definen dos tipos teóricos de flujos hidráulicos: mezcla integral y flujo pistón. - Mezcla integral: En este tipo de flujo, el sistema de aeración se dispone de forma que, tanto los fangos en recirculación como el agua a tratar, se mezclen rápida e íntimamente con el licor del reactor. - Flujo pistón: En este caso, el depósito de aeración se divide en varios canales o celdas conectados en serie. La masa de fango en recirculación y el agua a tratar se conducen a cabeza del primer canal. En un flujo pistón perfecto, el licor contenido en una sección trasversal sigue su camino sin mezclarse con el del resto de la cuba. Realización práctica Para que se pueda considerar un flujo pistón de características próximas al flujo teórico, es necesario, en caso de utilizar canales, que la longitud total del recorrido sea por lo menos 30 veces la anchura. Si se disponen células o celdas independientes, conectadas en serie, como mínimo debemos prever 16. Un flujo pistón se caracteriza por la expresión «EML»: Factor de Mezcla Longitudinal. Este factor se determina midiendo el tiempo de dispersión de un elemento «traza» o trazadores. Se adopta por definición: - Flujo pistón perfecto: FML = 0 - Mezcla integral ideal: FML = infinito En un depósito de aeración, constituido por un número variable de células independientes en serie, comunicadas a través de orificios de fondo, medidas experimentales (Ref. 21) dieron los resultados siguientes: - 1 célula....... FML = infinito - 4 células...... FML= 1,06 - 8 células...... FML = 0,17 - 16 células..... FML = 0,033 Aeración con aire. La aeración con aire se adapta perfectamente a la utilización de canales estrechos y largos, por lo que se obtienen valores de FML bajos. Por el contrario, es muy difícil conseguir una correcta mezcla integral, en depósitos clásicos, sin la ayuda de dispositivos auxiliares de recirculación de licor. En los aparatos combinados se consiguen mejor las condiciones de mezcla integral, gracias a la repartición longitudinal del agua y de la recirculación de fangos.

Aeradores superficiales · Si se dispone de un solo aparato, se puede considerar que se obtienen las condiciones de un flujo de mezcla integral casi perfecto. · Con 16 aparatos separados por tabiques transversales, ó 32 sin éstos, estamos próximos a las características de un flujo pistón ideal. · Entre los dos casos, obtendremos un flujo mixto con tendencia más o menos marcada hacia uno u otro tipo de flujo teórico. Distribución escalonada (Fig. 6.7) Si distribuimos el agua a tratar de forma escalonada, produciremos una modificación del flujo pistón con factores FML intermedios. En este caso, en lugar de que todo el caudal de agua entre en cabeza junto con los fangos, se distribuye a lo largo del recorrido del licor mixto. Normalmente se limitan las entradas de agua hasta los primeros 2/3 del recorrido, de forma que la última fracción del agua a distribuir disponga de un tiempo de retención mínimo, del orden de la tercera parte del medio. A continuación vamos a comparar la distribución escalonada y el flujo pistón, desde el punto de vista de la masa de fangos existente en los depósitos, para una misma concentración de salida: Sa = concentración del licor a la salida de la cuba. Sr = concentración del fango recirculado. R = grado de recirculación. - En flujo pistón tendremos: Sa = R Sr / (1+R) - Con alimentación escalonada, en los dos primeros tercios del recorrido: · Concentración en cabeza: Sr · Concentración al final de los 2/3 primeros: R Sr / (1 + R) · Concentración a la salida: R Sr / (1 + R) · Concentración media: (1/3) Sr ( (1 + 3 R)/(1 + R) ) · Relación de las concentraciones medias escalonada/flujo pistón:

1 + 1 / 3R

· Con una recirculación del 100%, la alimentación escalonada proporciona una concentración media un 33 % superior a la del flujo pistón; con R = 50% el aumento sería del 66%. Si comparamos el flujo pistón y la distribución escalonada, desde el aspecto de la oxigenación, con la distribución escalonada se consigue el reparto de las necesidades de

oxígeno a lo largo del recorrido del licor, de manera más sencilla que con el flujo pistón. Otras disposiciones A. CANAL DE OXIDACIÓN (Fig. 9.1) El canal de oxidación consiste en un depósito alargado, provisto de una pared mediana, que funciona en circuito cerrado. Algunas veces, la cuba adopta la forma de corona alrededor del decantador secundario. Los rotores tipo «cepillos» o rotores MAMOUTH realizan simultáneamente la oxigenación y la circulación del licor. A veces se añaden dispositivos mecánicos para ayudar a la recirculación.

Figura 9.1. Flujos del licor en los depósitos de aeración.

Normalmente, el canal de oxidación se utiliza en aeración prolongada y en pequeñas instalaciones.

Figura 9.2. Diversos disposiciones de tanques de aeración.

B. CARRUSEL (Fig. 9.2) El carrusel consiste en una modificación del canal de oxidación para medias y grandes instalaciones. Como se necesitan cubas más profundas que en los canales, se utilizan aeradores de superficie para producir la oxigenación y circulación (además de utilizarse actualmente bombas aceleradoras sumergibles tipo hélice). Durante su circulación, el licor llega a alcanzar una concentración nula o muy baja de oxígeno, produciéndose una desnitrificación parcial. El carrusel se emplea, principalmente, con media y baja carga másica en medianas y grandes instalaciones. Puede utilizarse cualquier aerador de superficie e incluso aire, ayudado por aceleradores de flujo. C. APARATOS COMBINADOS En estos sistemas, la zona de aeración se sitúa entre dos decantadores secundarios, estáticos o de rasquetas. El agua a tratar se distribuye mediante una tubería más o menos sumergida, uniformemente a lo largo del depósito. El fango activado, sedimentado en el fondo de la zona de decantación, se envía a la de aeración por medio de un conjunto de tubos emulsores o Air-lift, espaciados entre 1,5 y 2,0 m. En general, las pendientes de las paredes de la zona de decantación son suficientes (55 a 600) para que los fangos se deslicen al fondo; en algunas realizaciones se construyen los decantadores secundarios con poca pendiente, por lo que debe instalarse un sistema de rasquetas.

La oxigenación se efectúa por medio de aire comprimido, difundido por domos o discos porosos. Normalmente, la misma instalación de aire se utiliza para el funcionamiento de los tubos emulsores que producen la recirculación de los fangos sedimentados. El depósito o aparato combinado debe alimentarse siempre con agua decantada. Se utiliza en medias y grandes instalaciones. Sin embargo, la obra civil necesaria es complicada y aumenta considerablemente el costo de construcción, por lo que prácticamente se ha abandonado el sistema. Además, como su funcionamiento es en mezcla integral, no es posible realizar el proceso de desnitrificación.

D. SISTEMA CONTACTO-ESTABILIZACIÓN (Fig. 9.3) Este proceso se basa en que la bioadsorción de la contaminación di-suelta, floculación de los coloides y aglomeración de las materias en suspensión, son reacciones muy rápidas, que sólo necesitan de 15 a 30 minutos. Como se observa en el esquema, después de la decantación secundaria los fangos recirculados pasan por una etapa de estabilización, en la cual se produce la asimilación de las materias orgánicas adsorbidas en la fase de contacto (agua bruta y fangos).

Figura 9.3. Disposiciones especiales de los depósitos de aeración.

Resulta teóricamente, debido a que en la cuba de estabilización no se diluyen los fangos, que, para un mismo volumen de cubas que en una instalación clásica, la masa total de fangos es superior: - Instalación clásica:

· Concentración media: R · Sr / ( 1 + R )

- Contacto estabilización: (volumen contacto = volumen estabilización)

· Concentración media: (1/2) · S · ( (1 + 2R)/(1 + R) )

- Relación de concentraciones: 0,5/R + 1 - Con R = 100 %, el contacto-estabilización funciona con un 50 % más de fangos que en una instalación clásica, con concentraciones de fangos iguales, al final de la cuba de aeración. El proceso contacto-estabilización es interesante cuando es elevada la biosorción, es decir, cuando la contaminación orgánica se presenta, en su mayor parte, en forma coloidal o disuelta rápidamente degradable, como suele ocurrir con las aguas residuales urbanas. Sin embargo, en la práctica no se consiguen las ventajas teóricas del sistema. El rendimiento óptimo es del orden del 70 al 85 %, es decir, el mismo de una biosorción, pero con cargas másicas relativamente mayores. Ventajas e inconvenientes de cada tipo de flujo A continuación compararemos los flujos tipo mezcla integral y pistón. Para los demás sistemas, no clasificados exactamente en la definición de alguno de estos flujos (distribución escalonada, carrusel, canal de oxidación, etc.), podremos considerarlos más o menos próximos a cada uno de ellos y tendrán sus ventajas e inconvenientes, también más o menos acentuados, de acuerdo con su similitud con los flujos teóricos principales. Excepto en el caso de depósitos de aeración, constituidos por células independientes que funcionan en serie, no puede preverse el FML, factor de mezcla longitudinal, antes de la construcción de la planta, puesto que se trata de un dato experimental, pero, de todas formas, podremos realizar una estimación bastante aproximada a la realidad. A. SEDIMENTABILIDAD DE LOS FANGOS En los últimos años, las numerosas investigaciones sobre microbiología aplicada han permitido conocer algo mejor el fenómeno del bulking y el crecimiento de las bacterias filamentosas. Una concentración anormal de estas últimas es la responsable, en el 80% de los casos, del mal funcionamiento de un tratamiento con fangos activados. Del conjunto de condiciones, que favorecen un desarrollo exagerado de las bacterias filamentosas, destacamos las tres que consideramos más importantes: a) Baja concentración del sustrato en contaminación orgánica, como ocurre en una cuba de mezcla integral. b) Las bacterias filamentosas tienen una velocidad de adsorción y una capacidad de almacenamiento inferiores al resto de las bacterias heterótrofas. Es decir, que en cabeza de un flujo pistón o en un reactor-selector, una alta carga de sustrato dificultará el crecimiento de bacterias filamentosas. c) Falta de separación de las dos fases de adsorción y posterior asimilación, como ocurre en un flujo de mezcla integral. Por el contrario, en un flujo pistón las dos fases pueden separarse fácilmente: adsorción y a continuación asimilación (o absorción).

Numerosos estudios que se iniciaron en 1974, principalmente en Holanda (Rensink Ref. 2), Gran Bretaña (WRC Ref. 22), USA (Jenkins, Ref. 23, 24 y 27) y Francia (Cemagref Ref. 26), demostraron experimentalmente la influencia del tipo de flujo sobre la sedimentabilidad de los fangos. Sin embargo, las explicaciones de esta relación son confusas e incluso contradictorias, a pesar de que los resultados son muy claros. El estudio de Chudoba (Ref. 21) demostró que el índice de sedimentación de los fangos empeora cuando el factor de mezcla longitudinal (Fig. 9.4) es superior a 0,20. Este valor puede obtenerse aproximadamente con los diseños de cubas de aeración que se indican:

Figura 9.4. Influencia del factor de mezcla longitudinal «FML» sobre el índice de fangos I.M. - 8 celdas independientes comunicadas con orificios de fondo. - 4 canales independientes con una longitud total de recorrido del licor 16 veces superior a la anchura del canal. En conclusión, desde el punto de vista de la sedimentabilidad, el flujo pistón es netamente superior al de mezcla integral. B. OXIGENACIÓN Las necesidades totales de oxigenación, para condiciones de funcionamiento similares, son por supuesto independientes del tipo de flujo. En un depósito con mezcla integral, las necesidades de oxígeno son las mismas en cualquier punto; en un tanque con flujo pistón, las necesidades en cabeza son del orden del doble que al final del recorrido. Desde el punto de vista de la instalación y su control, la mezcla integral conduce a soluciones más sencillas que el flujo pistón. C. SENSIBILIDAD A LAS VARIACIONES DE LA CALIDAD DEL AGUA La sensibilidad de la biomasa de los fangos activados frente a las variaciones de la calidad del agua a tratar (pH, temperatura, contaminación, inhibidores, tóxicos) es mayor en un sistema de flujo pistón que en el caso de mezcla integral. En una mezcla integral, el agua a tratar que entra en la cuba se diluye inmediatamente en todo el volumen del licor mixto. De esta forma se atenúan considerablemente los inconvenientes producidos por las variaciones de la calidad del agua.

Como el flujo pistón tiene poco efecto de dispersión, se mezcla una parte relativamente grande de agua a tratar con una pequeña de licor mixto, con lo cual la capacidad de amortiguación frente a las variaciones de calidad de agua es inferior al otro sistema. Desde el punto de vista de la sensibilidad de la biomasa a las variaciones de la calidad del agua (de corta duración), el flujo mezcla integral proporciona más resistencia que el flujo pistón. D. RENDIMIENTO DE ELIMINACIÓN DE LA CONTAMINACIÓN ORGÁNICA El crecimiento de las bacterias sigue la ley de Monod. µ = µm Se/(k5 + Se), siendo: - µm = velocidad de crecimiento máximo de los micro-organismos, es decir, para una concentración de sustrato no limitante. - µ = velocidad de crecimiento correspondiente a una concentración de sustrato Se - ks = constante de Monod, en concentración de sustrato, para la cual µ = µm/2 Esta constante sólo puede determinarse con exactitud con un determinado tipo de bacterias y para unas ciertas condiciones ambientales. En los fangos activados puede utilizarse un valor medio de 100 mg/l de DBO5 (Ref. Li 1) para el conjunto de las bacterias autótrofas del sistema. Sin embargo, este valor debe manejarse con precaución y considerarlo solamente como un valor relativo para hacer comparaciones. Estudiamos dos depósitos que proporcionan un agua tratada de la misma calidad (DBO5 soluble: 10 mg/l), tratando un agua residual con 60 mg/l de DBO5 soluble y un grado de recirculación del 100%. Caso de/flujo pistón - En cabeza del depósito, teniendo en cuenta la recirculación, la concentración de sustrato expresada en DBO5 es: (60 + 10)/2 = 35 mg/l y por lo tanto: µ/µm = 35 / (100 + 35) = 0,26 - Al final del depósito, la concentración de sustrato es la del agua tratada, es decir, 10 mg/l; y: µ/µm = 10 / (100 + 10) = 0,09 Caso de/flujo mezcla integral - En este caso, las condiciones de crecimiento son idénticas a las del final del recorrido del flujo pistón. Por tanto, el crecimiento bacteriano es, por término medio, más rápido con el flujo pistón que en mezcla integral, y, como consecuencia del cálculo teórico, el volumen del depósito de aeración en flujo pistón podría disminuirse con relación al de una mezcla integral. Pero, en las condiciones reales de funcionamiento, no se confirma esta neta diferencia entre los tipos de flujo. Las razones pueden ser (Ref. L11):

- Los flujos nunca son perfectos y el factor de mezcla longitudinal nunca es cero (flujo pistón) o infinito (mezcla integral). - La recirculación de fangos produce perturbaciones en los flujos. - La gran variedad de la población bacteriana. - El sustrato es de composición muy variable. - Una edad del fango relativamente alta (3 a 5 días) proporciona al sistema una inercia que hace más difícil la percepción de las diferencias entre los dos flujos. Varios estudios experimentales (Ref. 31) no han renunciado a la demostración de las diferencias entre los flujos, pero cuando se logra encontrar algunas pequeñas diferencias, quedan siempre a favor del flujo pistón, en los casos de cargas constantes o poco variables. Al contrario, estudios experimentales referentes a la influencia sobre el funcionamiento, frente a fuertes puntas de contaminación, demostraron (Ref. 26) que el rendimiento de eliminación de DBO5 en un flujo de mezcla integral es aproximadamente un 10 % superior al del flujo pistón. En conclusión, se puede decir que, desde el estricto aspecto de la eliminación de la contaminación orgánica: - En aguas urbanas, en las que normalmente no existen grandes variaciones de carga, ninguno de los dos sistemas presenta ventajas determinantes. - Con aguas industriales, que pueden recibir fuertes choques de contaminación, el flujo mezcla integral presenta algunas ventajas con respecto al flujo pistón. E. NITRIFICACIÓN Sabemos que, por diversas razones, una desnitrificación es prácticamente indispensable cuando hay nitrificación. Por lo tanto, es necesario que todo el volumen de agua a tratar y los fangos recirculados se introduzcan en un reactor anóxico, a continuación del cual podremos utilizar uno u otro flujo. Esta disposición elimina la posibilidad de una distribución escalonada. Tampoco puede recomendarse el sistema de contacto-estabilización, debido al poco tiempo de retención en la zona de contacto, que suele ser insuficiente para lograr la amonificación. Como en el caso de la eliminación de la contaminación orgánica, los cálculos teóricos muestran una ventaja neta del flujo pistón (Manual of Practice on Nutrients Control, Ref. L9, pág. 41), pero, en la práctica, ningún estudio experimental (que nosotros sepamos) ha podido demostrar las ventajas del flujo pistón.

F. FÓSFORO En el año 1972, varios estudios experimentales demostraron la existencia de una relación entre la concentración de fósforo orgánico en las materias en suspensión de los fangos activados y el índice de Mohlman (Ref. 39). Los fangos con bajo IM tienen la facultad de absorber mejor el fósforo que los de IM elevado, (Fig. 9.5). Esta propiedad es importante, pues nos permite, sin consumir reactivos, mejorar la eliminación de fósforo y, por tanto: - Disminuir la concentración de fósforo en el agua tratada, limitando las causas de la eutrofización de los cursos receptores.

- Aumentar la concentración en fósforo de los fangos en exceso, lo que, en caso de reutilización agrícola, aumenta su valor. Como los IM bajos se consiguen con FML también bajos, las condiciones del flujo pistón tienen el interés primordial de mejorar tanto la sedimentabilidad como la asimilación del fósforo en los fangos. G. FLOCULACIÓN Posteriormente veremos, en el estudio de la decantación secundaria, que la potencia específica aplicada al licor mixto en las cubas de aeración; antes del decantador, tiene una gran influencia sobre la calidad de la floculación de los fangos y, por consiguiente, en la calidad del agua tratada.

Figura 9.5. Influencia del índice de fangos LM. sobre la concentración de fósforo en los fangos activados.

Normalmente, la potencia utilizada en aeración es mucho mayor que la requerida para el desarrollo de una buena floculación. Este exceso de potencia produce una cierta rotura del flóculo, perjudicando la floculación. Para un sistema dado, la potencia total es fija, así como el volumen de aeración. En un depósito con mezcla integral, las necesidades de oxígeno son constantes en todos los puntos y, por lo tanto, la potencia específica de aeración es idéntica a lo largo del depósito. Por el contrario, en un tanque con flujo pistón, las necesidades de oxígeno y la potencia específica son menores al final del recorrido del licor que al principio. Como orden de magnitud se puede contar con una potencia específica del 75 % al final del depósito con respecto al valor medio. Esta disminución de la potencia específica del flujo pistón no es suficiente para lograr las condiciones óptimas de una floculación, pero tienden a mejorarla.

Tabla 9.1

Elección del tipo de flujo A. AERACIÓN PROLONGADA Debido al gran tiempo de retención y la baja actividad bacteriana, no queda favorecido ningún tipo de flujo especial. Se adoptan configuraciones sencillas de depósitos, equipadas generalmente con aeradores de superficie, con un número reducido de celdas, puesto que casi siempre se trata de pequeñas instalaciones. B. MEDIA CARGA SIN NITRIFICACIÓN En el tratamiento de aguas residuales urbanas o industriales, fácilmente degradables, el problema más grave que se encuentra en la explotación de los tanques de aeración es la aparición de altos valores del índice de fangos IM, los cuales pueden llegar a producir un bulking tan importante que impide el funcionamiento correcto de la planta. En este tipo de aguas, suelen ser menores los problemas producidos por las variaciones de calidad y las puntas de carga. En el tratamiento de aguas residuales industriales, principalmente las procedentes de la industria química y papelera, las materias orgánicas son poco degradables y los índices de fangos relativamente bajos; a veces, una acidez sulfúrica, neutralizada con cal, produce sulfatos que todavía contribuyen a disminuir el IM. Al contrario que en el caso anterior, los problemas de variaciones de calidad y carga son muy importantes, y suele necesitarse la instalación de depósitos de homogeneización y regulación. En el primer caso debemos favorecer la disminución del IM adoptando configuraciones de depósitos que produzcan factores de mezcla longitudinal inferiores a 0,2 (flujo pistón). En el segundo, para atenuar las variaciones de carga, es preferible recurrir a FML tan altos como sea posible (mezcla integral). C. BAJA CARGA CON NITRIFICACIÓN Cuando la nitrificación se diseña para su funcionamiento continuo a lo largo del año, el

flujo pistón consigue una mejor estabilidad y valores bajos del índice de fangos. Desde el punto de vista de la nitrificación propiamente dicha, el flujo pistón no ofrece ventajas claras, pero en ningún caso su eficacia es inferior a la mezcla integral. Si la nitrificación es estacional, el reactor anóxico debe poder aislarse o transformarse en reactor mixto: aeración-anóxico. En este último caso, su capacidad de oxigenación debe calcularse con generosidad, puesto que funcionará como «reactor-selector» (ver párrafo siguiente). Selectores de fangos activados En las instalaciones existentes, es siempre muy difícil modificar los tanques para conseguir factores de mezcla longitudinal inferiores a 0,2. Por esta razón, en USA ha comenzado a desarrollarse un proceso denominado Selector de control de Bulking filamentoso (Ref. 23 y 25); en Francia (Ref. 27) también se han estudiado algunas modificaciones de ese tipo en instalaciones antiguas. Lanzado por los estudios del Dr. Jenkins de la Universidad de Berkeley, este sistema consiste en instalar, en cabeza del depósito de aeración (por el exterior o en el interior), un reactor aerobio de poco volumen relativo, de forma que trabaje con una muy alta carga másica. Por lo tanto, en este reactor se producen las condiciones para el crecimiento de bacterias heterótrofas no filamentosas. Por consiguiente, el objetivo de este nuevo reactor consiste en seleccionar la microflora y atenuar el bulking; de ahí su nombre. En el estado actual de los estudios, parece que el interés del selector queda limitado a depósitos que trabajan con edades de fango altas, de 12 días o superiores. Como estas condiciones aseguran una buena nitrificación, la adopción de un selector debe estudiarse como alternativa al reactor anóxico. El volumen del selector se calcula para una carga másica del orden de 8 kg DBO5/kg MS.día, lo que proporcionará normalmente un tiempo de retención de 5 a 10 minutos (sin recirculación). Para asegurarlo se divide el selector en 2 ó 3 compartimientos independientes, conectados en serie. Es indispensable disponer de una fuerte oxigenación, con objeto de mantener unas condiciones completamente aerobias, puesto que, en caso contrario, la sedimentabilidad de los fangos puede degradarse en lugar de mejorar. Como base de cálculo recomendamos considerar que toda la DBO5 rápida se absorbe en el selector. APORTACIÓN DE OXÍGENO Necesidades En una mezcla integral, las necesidades de oxigeno son las mismas en cada punto de la cuba de aeración, y el reparto de la oxigenación debe ser uniforme. Al contrario, en las cubas de aeración que funcionan con bajo factor de mezcla longitudinal, es decir, con flujos de tendencia pistón, el reparto de las necesidades no es uniforme. Este reparto suele ser la tarea más difícil en el diseño del sistema de aeración de una planta de fangos activados. Este estudio, aunque difícil, es muy importante, puesto que una vez que la planta esté en funcionamiento, es muy complicado cambiar el reparto de oxígeno si éste no responde a las necesidades reales. Para un buen funcionamiento, se necesitan unas buenas condiciones aerobias,

especialmente a la entrada y salida: - A la entrada: una aportación insuficiente de oxigeno es una de las principales causas de un desarrollo excesivo de organismos filamentosos y, como consecuencia, de la formación del bulking. - A la salida: inmediatamente antes de pasar a la decantación secundaria, debe limitarse el tiempo de anoxia, especialmente cuando se realiza una nitrificación. La mayor dificultad para conseguir un buen reparto de las aportaciones, se debe a que el perfil de las necesidades de oxígeno cambia continuamente según la variación de los parámetros: caudal de agua, concentración de contaminación, concentración de materias en suspensión y temperatura. Además, este cambio no es proporcional para todos los puntos de recorrido del licor. Aportaciones para el diseño de la aeración Hemos visto, en el Capítulo 5, pág. 79 (Parte II), que, en teoría, las necesidades pueden estimarse así: - Con 4 células: 42% en la primera y 19% en las otras 3; - Con 6 células: 35% en la primera y 13% en las otras 5. Para pasar de necesidades a aportaciones, también debe tenerse en cuenta que: - En el cálculo teórico de las necesidades, se supone un flujo pistón perfecto; en realidad, siempre existe una cierta mezcla longitudinal que disminuye la diferencia de necesidades entre la entrada y la salida. - En el Capítulo 4, pág. 50 (Parte II) indicábamos que una alta necesidad de oxígeno puede mejorar la aportación específica por la utilización directa del oxígeno del aire. Por consiguiente, las aportaciones no tienen que estar en proporción directa con las necesidades. Teóricamente, la segunda célula no necesita más oxígeno que las siguientes, pero como hay una cierta mezcla longitudinal inevitable, una pequeña parte de las necesidades de la primera célula pasan a la segunda (con 4 células) y también a la tercera (con 6 células). Con el cálculo teórico y las observaciones anteriores, se pueden indicar los repartos orientativos siguientes. El reparto exacto puede ser un poco diferente, porque depende de las posibilidades de los sistemas de aeración: potencia de turbinas, número de filas de difusores, etc. - Con 4 células: 37%, 25%, 19%, 19%. - Con 6 células: 26%, 19%, 16%, 13%, 13%, 13%. Estas células son estrictamente teóricas, y pueden corresponderse con un único depósito de aeración o con la agrupación de 2 ó incluso 3. En el caso de canales alimentados con aire, una célula representa aproximadamente de 1/4 a 1/6 del recorrido del reactor. Si existen más de 6 turbinas, deben agruparse en pares para formar 4 ó 6 grupos de ellas. Aportaciones de oxígeno en la práctica El sistema de aeración debe poseer la flexibilidad suficiente para adaptar las aportaciones de oxigeno a las necesidades reales y, por consiguiente, optimizar los

consumos de energía. Una oxigenación superflua, por encima de 2 ó 3 mg/l de concentración, constituye un despilfarro de energía y no mejora en absoluto el funcionamiento, incluso lo empeora, ya que un exceso de O2 al final de la cuba de aeración puede perturbar la decantación secundaria. Cuando hay varias líneas independientes, pero dispuestas para funcionar en las mismas condiciones de carga, recirculación y concentración de fangos, es preferible instalar todos los aparatos de control, de medida de oxígeno o potencial Redox, en una de las líneas, que se toma como piloto del sistema, solución que es mucho mas útil que sólo una medida en cada una de las líneas. Tres puntos de medida, colocados adecuadamente en la línea piloto, proporcionarán un mejor control que uno en cada línea. Tres puntos de medida son suficientes para controlar la oxigenación. Por ejemplo (Fig. 9.6): - Con 4 células: en el centro de la 1, en el centro de la 2 y entre las celdas 3 y 4. - Con 6 células: en el centro de la 1, entre la 2 y la 3, y en el centro de la 5. Los aeradores superficiales funcionan normalmente a todo o nada, y algunas veces con dos velocidades; se deben agrupar en tres unidades de control por línea, con temporización y medida de oxígeno en la línea piloto. Con suministro de oxígeno, mediante aire, cada célula dispondrá de su propia entrada de aire con válvula de reparto manual o automática. En este caso, la conexión debe disponer de dos válvulas: una manual para mantener el caudal mínimo de aire necesario para la agitación o para conservar los difusores porosos en buen estado, y otra automática para proporcionar el suplemento de caudal, con ajuste paso a paso. La producción de aire debe regularse siempre a presión mínima para disminuir el costo energético, por ejemplo de la siguiente forma: - El control de funcionamiento de los compresores proporciona una presión de aire constante, llamada de referencia, en la tubería principal de alimentación. - Para no perder inútilmente la presión, el valor de referencia debe ajustarse hasta que una de las válvulas de distribución esté en máxima apertura, pero nunca dos a la vez. Si dos válvulas se ponen en máxima apertura, la presión de referencia debe aumentarse hasta que una de las dos válvulas se cierre parcialmente. Debido a que la oxigenación de los fangos tiene una gran inercia, las operaciones de ajuste pueden espaciarse cada 15 ó 20 minutos con aire y de 5 a 10 minutos con aeradores superficiales de una velocidad. Volveremos a ver, en el estudio de la decantación secundaria, que, al final del tanque de aeración, debe utilizarse una potencia específica baja para favorecer la floculación de los fangos activados y, por tanto, mejorar la decantación. Pero, por otro lado, los fangos deben mantenerse en buenas condiciones de aerobiosis antes de entrar al decantador secundario. La única solución para este doble imperativo consiste en instalar un control de oxigenación al final del reactor, con su equipo de medida y automatismo.

Figura 9.6. Aportaciones de oxígeno en un flujo pistón.

AGITACIÓN Flujos hidráulicos internos en las cubas de aeración A. SISTEMAS DE INYECCIÓN DE AIRE CON FLUJO ESPIRAL En estos sistemas, el licor gira alrededor de un nodo central (Fig. 9.12), que se sitúa en el centro de la sección vertical, cuando la anchura del depósito y su profundidad son iguales. Si la anchura es superior a la profundidad, el nodo se desplaza en dirección a la pared opuesta a la inyección de aire. Las velocidades del líquido varían de la siguiente forma: - Velocidad en la superficie: 2,3 a 2,8 · velocidad media - Velocidad en el fondo: 1,7 a 2,0 · velocidad media B. SISTEMAS DE INYECCIÓN DE AIRE CON DISTRIBUCIÓN UNIFORME Con este sistema no existe un nodo de giro netamente marcado; por el contrario, se crean zonas de flujos opuestos o zonas «conflictivas» entre vectores de velocidad contrarios (Fig. 9.7).

Figura 9.7. Flujo con un sistema de inyección de aire con distribución uniforme.

C. FLUJO CON AERADOR DE SUPERFICIE El flujo del líquido en un depósito equipado con aerador de superficie es más complejo que los producidos con inyección de aire. Podemos descomponer el flujo en dos componentes principales (Fig. 9.8). - Flujo de rotación transversal es el flujo en un plano vertical radial similar al producido por la inyección de aire a lo largo de la pared del depósito. Para simplificar el estudio, nos permitimos «inventar» la expresión flujo de giración o «giración» para distinguirlo del siguiente: - Flujo de rotación horizontal, o simplemente flujo de rotación, es el flujo producido en un plano horizontal, con el centro en el eje del aerador. En un depósito de sección cuadrangular, también se producen otros flujos o corrientes secundarias de poca energía en las cuatro aristas; estas distribuciones son poco conocidas y muy difíciles de medir. - Flujo de giración (Fig. 9.10) · La velocidad superficial varía poco entre la salida del aerador y la llegada a la pared, y es del orden de 2 veces la velocidad media. · La velocidad sobre el fondo del depósito varia de 1 a 2 entre los límites: cerca de la pared y cerca del centro es del orden de 1,5 veces la velocidad media.

Figura 9.8. Los flujos principales de un aerador de superficie

Figura 9.9. Ejemplo de los vectores velocidad en el fondo de una cuba provista de un aerador de superficie.

Figura 9.10. Flujo de rotación transversal con aeradores de superficie ejemplo experimental.

· En la Figura 9.10, la distancia entre dos curvas del flujo representa un mismo caudal de liquido. En el caso de la figura, el caudal total en rotación transversal o en giración es del orden de 7 a 8 veces el caudal bombeado o que atraviesa realmente al aerador. (En la literatura se indican valores de 3 a 9 veces, Ref. 35). · El nodo de giración se sitúa muy cerca de la pared. Por esta razón, las velocidades en el fondo de esta zona son más altas de lo que cabría suponer, a pesar de que su distancia al centro es máxima. · Cuando se detiene el aerador, el flujo de rotación transversal desaparece en poco tiempo (2 ó 3 minutos). Esto significa que este flujo tiene poca inercia, y que la energía necesaria para mantenerlo representa una fracción importante de la total. - Flujo de Rotación (Fig. 9.11) · De la superficie al fondo, las velocidades varían poco. · Cuando se detiene el aerador, al contrario que en el caso anterior, el movimiento de rotación continúa durante 10 ó 15 minutos en un depósito cuadrado, y llega hasta 30 minutos en un tanque cilíndrico. Este fenómeno significa una gran inercia, demostrando que la energía del movimiento es mucho más importante que la necesaria para mantener el flujo. Problemas comunes a los tres sistemas A. POTENCIA MÁXIMA Y FUNCIONAMIENTO CON CARGA CONTAMINANTE REDUCIDA La potencia de agitación que trataremos de calcular a continuación es la potencia máxima instalada en la cuba de aeración. - Con los aeradores de superficie que funcionan todo-nada, el tiempo de parada en un ciclo de funcionamiento no es suficiente para que se produzcan depósitos de sólidos en el fondo. - Con los sistemas de difusión de aire, mediante elementos porosos, el rango de caudales de aire es generalmente de 1 a 4, es decir que, en caso de cargas de contaminación bajas, puede ocurrir que el funcionamiento del sistema, a caudal mínimo durante todo el día, sea suficiente para satisfacer las necesidades de oxigenación. En este caso, es preciso que al menos 2 veces al día, durante 15 ó 20 minutos, funcione el sistema al máximo caudal de aire posible para evitar depósitos en el fondo. Además, veremos que, desde el punto de vista de la conservación de los difusores porosos, debe efectuarse siempre la anterior maniobra, si el funcionamiento en baja carga se prolonga por encima de 18 a 24 horas. B. VELOCIDAD MÍNIMA SOBRE EL FONDO Estudios experimentales (Ref. 29) determinaron las velocidades mínimas en el fondo, necesarias con fangos activados, las cuales son:

- Puesta en suspensión: V = 0,07 m/s - Mantenimiento de todos los sólidos en suspensión: V = 0,10 m/s Sin embargo, estos estudios adolecen de su corta duración, y no son reflejo exacto de un tanque de aeración, que debe funcionar muchos días o años antes de proceder a su limpieza.

Figura 9.11. Flujo de rotación con aeradores de superficie. Ejemplo experimental.

Algunas materias en suspensión, más pesadas que los flóculos biológicos, pueden fugar de la decantación primaria, y también deben mantenerse en suspensión. La experiencia con instalaciones en funcionamiento demuestra que, para conseguir la agitación suficiente para el mantenimiento de los sólidos en suspensión, las velocidades de fondo deben mantenerse en un mínimo de 0,25 a 0,30 m/s (Ref. 34). Estas velocidades se suponen con decantación primaria previa y referidas al funcionamiento con potencia máxima. Si deseamos utilizar los resultados obtenidos con ensayos y medida de velocidades con aguas limpias, debe tenerse en cuenta que los detergentes del agua residual disminuyen la tensión superficial y, por tanto, las velocidades. Al final del recorrido del circuito del licor mixto, donde la potencia es mínima (flujo pistón), podemos encontrar concentraciones de detergentes de 1 a 2 mg/l. Este valor puede reducir la velocidad del agua residual, con respecto al agua limpia, en un 33 %. Por lo tanto, el objetivo sería conseguir velocidades en agua clara del orden de 0,4 m/s.

Caudal mínimo de aire para agitación en un sistema con inyección lateral (espiral) A. RELACIONES TEÓRICAS La Figura 9.12 representa el flujo de rotación transversal en un sistema de inyección de aire lateral, también denominado por los anglosajones spiral flow. Cuando la profundidad y la anchura son iguales, los vectores de velocidad varían poco en valor relativo. Puede considerarse que existe una relación constante entre: - La velocidad superficial: Vs - La velocidad sobre el fondo: Vf - La velocidad media: Vm - La velocidad media ponderada, para el cálculo de la energía cinética del flujo: Vp2/2g Igualmente podemos suponer que, en secciones homotéticas, la fracción de la energía utilizada para compensar las pérdidas de carga es constante con relación a la energía necesaria para el movimiento. - La potencia necesaria para mantener el movimiento en una sección de depósito de 1 m de longitud es:

Pm = Vm · P · Vp2/2g (en 103 · kgm/s)

Figura 9.12. Flujo y potencias con un sistema de inyección lateral de aire.

Siendo: Vp = velocidad ponderada en mis. Vm = velocidad media en mis. P/2 = profundidad de paso del flujo en m. - La potencia consumida puede expresarse por:

Pc = A · Vf3 · p en Watts.

La constante A engloba: · Los cambios de unidades. · Las relaciones constantes entre las diversas velocidades. · La relación constante de la potencia consumida y la potencia necesaria para el movimiento. - La potencia neumática, suministrada por el sistema de inyección de aire, en una sección del depósito de 1 m de longitud es:

Pp = B · QA · log [ (P + 10,33)/10,33 ] (Watt)

QA = Caudal de aire inyectado a una profundidad P igual a la altura del depósito. B = Constante de cambio de unidades. El último término de la fórmula anterior puede escribirse más sencillamente, con un error máximo del 1,5 %, para profundidades comprendidas entre 2 y 8 m, como sigue:

Pp= B ·QA · 0,043 · P0,85

- La potencia hidráulica es igual a la potencia neumática multiplicada por el rendimiento del sistema AIR-LIFT. Este rendimiento varía con el factor de inmersión, es decir, con la relación entre la altura de elevación y la profundidad de inmersión. Como la altura de elevación es igual a la altura equivalente de la velocidad ascendente, que podemos considerar constante para una velocidad sobre el fondo determinada, sólo queda como variable la profundidad de inmersión. Estudios experimentales sobre el sistema AIR-LIFT demuestran que, pasando de una inmersión del 90 al 95 %, el factor rendimiento aumenta del 6 al 8%. Este hecho equivale a decir que, duplicando la profundidad de inmersión, el rendimiento pasa de 1 a 1,07 en valor relativo. Podemos escribir:

rendimiento = f · P0,10

Por consiguiente, el paso de la potencia neumática a potencia hidráulica debe incluir un factor corrector del rendimiento igual a P0,10 La potencia hidráulica se puede escribir entonces:

Ph = C · QA · P0,85 · P0,10 = C · QA · P

El exponente de P se toma como 1 en lugar de 0,95, con un error inferior al 7%. La constante C agrupa: · La constante B anterior. · El factor 0,043. - En régimen normal de funcionamiento, la potencia consumida para vencer las pérdidas de carga debe ser igual a la potencia hidráulica suministrada:

PC = Ph A · Vf3 · P = C · QA · P; y con D = A/C QA=D · Vf3 (66)

En consecuencia, en una sección de depósito de 1 m de longitud, el caudal de aire a inyectar es solamente función de la velocidad. Es decir que, para una velocidad dada, el caudal de aire es constante e independiente de la profundidad. B. RELACIONES EXPERIMENTALES - Cuando la anchura es distinta a la profundidad (k = profundidad/anchura). · Para una misma profundidad, la potencia consumida varía con el ancho, pero de forma poco conocida; los resultados de diversos ensayos muestran diferencias muy importantes. Debido a este desconocimiento sobre la influencia de k en la velocidad, es preferible limitar k entre 0,8 y 1,2 y no apartarse demasiado del valor ideal k = 1. De todas formas, a pesar de esta limitación, utilizando el sistema de doble flujo pueden diseñarse depósitos con una anchura de 2,4 veces la profundidad. Un estudio de Roustan (Ref. 28) muestra que, para un mismo caudal de aire, en un depósito de sección vertical circular, las velocidades en el fondo son un 50% superiores que en un tanque de sección cuadrada. De este hecho nace la idea de «biselar» las paredes de las cubas cuadradas o rectangulares para aproximarías a la sección circular. En algunos casos, los canales de distribución de agua, licor o aire pueden utilizarse con este objeto. C. RELACIONES ADOPTADAS Con k = 1,0, las fórmulas de Roustan y de Harremoes (Ref. 92) pueden escribirse, para Q en m3/h por m de longitud de depósito:

s/Roustan: Vf = 0,162 · Q0,45 Q = 5,69 Vf2,22 s/Harremoes: Vf = 0,21 · Q0,33 Q = 108 · Vf3

En su estudio, Roustan indica las variaciones siguientes para la velocidad en el fondo en función de k: K: 0,8 1,00 1,20 V: 88% 100% 96% Desgraciadamente, estos experimentos se realizaron en un depósito muy pequeño, de 0,75 m de anchura, y no es demostrable que los resultados puedan extrapolarse a tanques de tamaño real, de 6 a 10 veces más anchos. Los ensayos de Harremoes deben considerarse con gran prudencia: por un lado existe una gran dispersión de resultados, y, por otro, el estudio se refiere a valores de k comprendidos entre 1 y 2. Este limite no se refleja en la fórmula que recoge los resultados de los ensayos, y sucede que, para valores de k inferiores a 1, se obtienen velocidades de fondo superiores a las correspondientes con k = 1. En los resultados de Roustan se comprueba que la velocidad es máxima para k = 1, y disminuye tanto para valores superiores como inferiores. Para conseguir velocidades de 0,40 m/s con agua limpia, equivalentes a 0,27 m/s en licor mixto, los caudales calculados con las dos fórmulas son: - Harremoes: 6,9 m3/h · m - Roustan: 7,4 m3/h · m Vemos que los dos resultados son bastante coherentes. Cuando k es distinta de 1, el estudio de Roustan indica que debe corregirse el caudal, con un factor estimado en: k1,35para k < 1,0; y k-0,5 para k> 1,0. En los dos extremos, la corrección seria: k = 0,8: corrección 0,74 k = 1,2: corrección 0,91 Fijando un caudal único para cualquier valor de k, de 10 m3/h · m, se obtienen las velocidades expuestas en la Tabla 9.2: Tabla 9.2

La velocidad mínima de 0,27 m/s para el licor se consigue fácilmente con el peor valor de k (k = 0,80) y, para los demás valores, la velocidad es sólo ligeramente superior al mínimo recomendado. Caudal mínimo de aire para agitación con un sistema de inyección con distribución

uniforme Con este sistema (Fig. 9.7) no existe rotación alrededor de un nodo, sino que se produce un flujo ascendente central, rodeado por un flujo descendente; entre los dos se forma una zona conflictiva en contracorriente, prácticamente en toda la altura. En estas condiciones no existe conservación parcial de la energía de circulación, que coincide prácticamente con la energía consumida; debido a la poca inercia del sistema, cesa el movimiento casi en el mismo instante en que se detiene la inyección de aire. Por este motivo, para conseguir velocidades análogas a las obtenidas con una inyección lateral del aire, es necesario utilizar caudales superiores. El caudal de aire mínimo es independiente de la forma de la cuba y, concretamente, de la relación k (profundidad/anchura). El único criterio a considerar es el caudal por metro cuadrado. Este valor sólo puede determinarse con la experiencia de las instalaciones en servicio. Para conseguir velocidades de fondo del licor de 0,25 a 0,3 m/s, se puede adoptar un caudal de aire: Q = 4m3/h · m2

Potencia mínima con aeradores superficiales A. POTENCIA NECESARIA PARA EL GIRO TRANSVERSAL Como en el caso del aire, en los aeradores de superficie se puede admitir una proporcionalidad constante entre las diversas velocidades, así como entre la potencia de circulación y la consumida.

Tabla 9.3 CAUDAL MÍNIMO DE AIRE CON UN SISTEMA DE INYECCIÓN LATERAL

Figura 9.13. Velocidades del fondo para un caudal de 10 m3/h.· m.

Tomaremos como sección de referencia la situada en la vertical inferior del nodo de giro. Para toda la cuba, que momentáneamente suponemos de forma cilíndrica, la superficie de la sección de paso por debajo del nodo es:

Sc = p/2 · 3,14 · 1,5 R

(Se ha supuesto que el nodo se sitúa a una distancia 0,75 R del centro; ver Figura 9.4). Llamando k a la relación profundidad-diámetro, la ecuación anterior queda:

Sc = 1,18 p2/k

Si llamamos Vmg a la velocidad media del flujo, el caudal en circulación será:

Qc=Sc · Vmg = l,l8P2k-1 · Vmg

Si Vp es la velocidad ponderada a efectos de energía cinética, la potencia para mantener la giración es:

Figura 9.14. Arcadores de superficie, flujo de rotación y potencias.

Pmg = Qc · Vp2/2g = 1,18 Vmg · P2 · k-1 · Vp2/2g

(Pmg en kg m/s) Si A 'es una constante que engloba las anteriores, la relación entre las velocidades y el cambio de unidades, la ecuación anterior puede escribirse:

Pmg =A' · Vfg3 · p2/k

Si hacemos A = A' x energía consumida/energía de circulación, la potencia consumida para mantener el giro transversal es:

Pcg =A · Vfg3 · p2/k (Pcg en Watt)

B. POTENCIA DE LA ROTACIÓN HORIZONTAL La sección radial en el movimiento de rotación horizontal es:

Sr = R · p = 1/2 · p2/k

Como en el caso anterior, admitimos una relación constante entre las diversas velocidades, con lo cual el caudal en rotación es:

Qr = 1/2 · p2 · k-1 · Vmr

(Vmr = velocidad media de rotación) y la potencia consumida:

Pdr = 1/2 · p2 · k-1 · Vmr · Vp2/2g Pdr = B · Vfr3 · p2/k (en Watt)

Las dos potencias de rotación, transversal y horizontal, se expresan de la misma forma. C. SUMA DE VELOCIDADES Y POTENCIA TOTAL En una cuba cilíndrica, provista de tranquilizador central anti-vórtex, en las proximidades del fondo las velocidades de las dos rotaciones son del mismo orden; se produce una resultante que forma un ángulo de 45º con el radio (flujo helicoidal). En una cuba de sección cuadrada, en las 4 esquinas, la suma de los dos flujos no se realiza bien, y se pierde una parte importante de la potencia de rotación (horizontal). Con esta hipótesis, una cuba cilíndrica necesitará menos potencia que una paralepipédica para producir la misma velocidad de fondo. La potencia total podemos escribirla:

Pc = C · Vf3 · p2/k

La potencia hidráulica suministrada, Ph, será igual a la potencia mecánica absorbida por el aerador, Pw, multiplicada por el rendimiento de bombeo del sistema r:

Ph = Pw · r

Una vez en régimen de funcionamiento:

Pw · r = C · Vf3 · p2 · K-1 ; o Pw = D · Vf3 · p2 · K-1 (67)

D. VALORES PRÁCTICOS Para conseguir una velocidad mínima en el fondo, entre 0,25 y 0,30 m/s, el valor de la constante D, debe calcularse a partir de resultados en plantas y en funcionamiento. Del estudio de Kalbskopf (Ref. 34), adoptamos un valor para la potencia específica mínima de 30 W/m3 (para una cuba de 300 m3 de volumen y k = 0,40). En las condiciones anteriores, la relación teórica (67) puede quedar para su utilización práctica como:

Pw= 270 · p2/k (68)

Otros resultados, derivados de la expresión anterior, se expresan en la Tabla 9.4. La Figura 9.15 representa la relación más comúnmente utilizada: potencia específica en W/m3 en función del volumen de la cuba y el factor k. Si se compara la ecuación 68 con la de Kalbskopf (Ref. 34 y L3), a partir del punto común definido anteriormente (V = 300 m3 y k = 0,40), las potencias disminuyen mucho más rápidamente que la propuesta cuando aumenta el volumen. Las potencias calculadas por el método Kalbskopp nos parecen demasiado optimistas. Por ejemplo, para un volumen de 2.000 m3. k=0,4; con s/Kalbskopf = IOW/m3; con s/Tabla 9.4 = 16W/m3 k = 0,25; con s/Kalbskopf = 5,5 W/m3; con s/Tabla 9.4 = 13,5 W/m3 Los métodos de cálculo que utilizan el concepto del radio de giro (Ref. L10) son erróneos, puesto que sólo tienen en cuenta las pérdidas de carga producidas por los rozamientos y no las debidas a los cambios del vector velocidad, y, como hemos visto, estas últimas son mayores que las primeras. Este punto de partida (falso) da resultados opuestos a los nuestros y a los de Kalbskopf: cuando k crece, la potencia específica decrece y viceversa, lo cual es contrario a lo que demuestra la experiencia. Éste es un aspecto a tener en cuenta en la aeración de lagunas, con valores de k muy bajos, en las que es suficiente instalar algunos W/m3, como veremos en el párrafo siguiente, en lugar de las altas potencias especificas que se deducen del cálculo por el método del radio de giro.

Figura 9.15. Aeradores de superficie potencia mínima de agitación sin decantación primaria.

Tabla 9.4 POTENCIA MÍNIMA DE AGITACIÓN CON AERADORES DE SUPERFICIE

F. COMENTARIOS SOBRE EL VALOR PRÁCTICO (Tabla 9.4) Desde el punto de vista de agitación de tanques, es preferible utilizar bajas profundidades de agua, siempre dentro de los límites de k. Aunque se sale un poco del tema de los fangos activados, trataremos de utilizar la Tabla 9.4 en un caso extremo de k: en las lagunas. Por ejemplo: - Dimensiones en planta ...................................30 · 30 - Profundidad ...............................................3m - Potencia específica instalada .............................2 w/m3 - Potencia específica necesaria para velocidad 0,27 m/s:

k = 3/30 = 0,10 W = 270 · P-1 · k = 9w/m3

- Como la potencia es proporcional a V3, la velocidad real en el fondo de la laguna será: 0,27 (2 / 9)1/3 = 0,16 m/s La experiencia demuestra que es posible conseguir velocidades de este orden con potencias específicas tan bajas como 2 W/m3.

Comparación de los métodos de cálculo de la potencia con aire comprimido y con aeradores de superficie En los depósitos con inyección lateral, el caudal de aire por m3 de cuba es:

10 · p-2 · k (m3/h)

La energía de compresión de 1 m3 de aire varía con el rendimiento de los compresores, y éste a su vez muy poco con la profundidad de inyección. Podemos considerar que esta energía es prácticamente proporcional a la profundidad. La energía para 1 m3 de depósito será:

W = Coste · p-2 · k · p = const · p-1 · k

Con aeradores de superficie, la fórmula es similar:

W = Coste · p-1 · k

Comparación de las potencias mínimas de agitación con aire comprimido y con aeradores de superficie Es muy interesante comparar las potencias mínimas necesarias en cada sistema. Para ello estudiamos dos ejemp1os: uno con un tanque relativamente pequeño de volumen, 386 m3 , y otro bastante mayor, 5.400 m3; el primero con 3,5 m de profundidad y el segundo con 6,0 m. El depósito con inyección lateral, se diseña con canales cuya anchura es igual a la profundidad. Los depósitos tienen las siguientes dimensiones:

Pequeño ..................Grande

- Sección: ........10,5 x 10,5 m2 ...........30 >< 30 m2 - Profundidad: ...3,5 m ......................6,0 m - Volumen: .......386 m3 ....................5.400 m3 Suponemos que el depósito pequeño se alimenta con un compresor de 250 Nm3/h y rendimiento 46%; el grande con un compresor de 1.200 Nm3/h y rendimiento 65 %. Los resultados de los cálculos de las potencias manifiestan lo siguiente: - Depósito de 386 m3. El aerador de superficie y el aire comprimido con distribución uniforme utilizan potencias muy similares; el aire comprimido con inyección lateral demanda solamente el 69 % de la potencia de los otros dos sistemas. - Depósito de 5.400 m3. Las diferencias entre los tres sistemas son muy importantes. Traducidas en porcentajes son: · Aire con inyección lateral ................................100 % · Aerador superficial .......................................145 % · Distribución uniforme de aire ...........................243 % ¿Por qué se producen estas diferencias? La causa no se debe a los aparatos de aeración, sino a los propios depósitos. El aire es un mal medio para producir energía hidráulica, puesto que el rendimiento de compresión es bajo (45 a 65 %), y además hay que añadir el rendimiento de la transformación de energía neumática en hidráulica. Los aeradores de superficie se diseñan para producir oxígeno disuelto con el menor costo energético, y, por esta razón, son malos agitadores, sobre todo debido a que se sitúan en la superficie del líquido. Desde el punto de vista de la producción de energía hidráulica, es difícil decir cuál es menos malo de los dos sistemas. El aire comprimido en inyección lateral produce un movimiento de circulación muy sencillo y sin corrientes parásitas. En distribución uniforme, el ascenso y descenso de las corrientes no ruedan sobre un nodo y se oponen entre sí. Los aeradores de superficie producen dos flujos que se combinan mal en las cuatro esquinas del depósito.

Tabla 9.5 POTENCIAS MÍNIMAS DE AGITACIÓN EN LOS TRES SISTEMAS DE AERACIÓN

La diferencia de potencia entre el aire con inyección lateral y los aeradores de superficie es la misma para los dos tanques. La disminución de la potencia específica con el aumento del volumen se debe, en ambos casos, al aumento de la profundidad, y en el caso de los aeradores superficiales, a la disminución de k (Tabla 9.5). PROFUNDIDAD DE LOS DEPÓSITOS Dentro de los límites fijados por el sistema de aeración, la altura de los tanques puede establecerse para conseguir un menor costo de la obra civil. Pero esta optimización también debe contemplar la influencia de la profundidad en el precio de los equipos: - Aeradores de superficie: prácticamente su precio no varía con la profundidad. - Aire comprimido: entre 3 y 8 m de profundidad, el rendimiento de difusión es prácticamente proporcional a la altura de agua, y, por consiguiente, el caudal de aire es inversamente proporcional, quedando el consumo de energía invariable. Por lo tanto: · El número de difusores y la longitud de la red de aire son inversamente proporcionales a la profundidad. · La potencia de los motores es constante. · El precio de las soplantes y de la red principal de aire disminuye, pero no en proporción inversa a la profundidad. Los límites de profundidad pueden definirse como sigue: - Aeradores de superficie (sin chimeneas): La profundidad óptima depende de la potencia del aerador: del orden de 2,2 m para 10 kW y de 4,6 m para 100 kW, es decir, aproximadamente: Profundidad ideal = (Potencia en kW)1/3

Se recomienda que la profundidad elegida no oscile más del 20% alrededor de la óptima, calculada con la expresión anterior. - Aeradores de superficie (con chimenea): Los aeradores axiales se conciben casi siempre con chimenea. Los aeradores radiales solamente utilizan la chimenea cuando la profundidad se aparta demasiado de la óptima deducida anteriormente, es decir, generalmente, en la remodelación de plantas existentes. Con chimenea no hay límite de profundidad. - Difusores de aire fijos: En los últimos años se han construido depósitos de aeración de gran volumen y bastante profundidad (hasta 8,0 m). Están equipados con difusores porosos o estáticos. En estos casos, las formas circulares pueden ser interesantes desde el punto de vista de obra civil, ya que se utilizan paredes interiores en forma de anillo para producir el flujo pistón. Actualmente se conocen correctamente los rendimientos de difusión hasta profundidades de 8,0 m, tanto para los dispositivos porosos como para los difusores estáticos. Para profundidades por encima de 4 a 4,5 m, es obligatorio realizar una buena desgasificación a la salida de las cubas, mediante la instalación de una obra de refloculación. - Difusores de aire extraíbles: En estos sistemas, para facilitar las maniobras de extracción, se limita la profundidad a 6 metros. NÚMERO DE LÍNEAS INDEPENDIENTES - Con aeradores de superficie, que pueden repararse o incluso cambiarse, sin necesidad de vaciar los depósitos, no existe ninguna contraindicación para disponer de sólo una línea, incluso hasta tamaños relativamente importantes, equivalentes a varios cientos de miles de habitantes; cuanto mayor sea el número de aparatos por línea, mejor será el flujo pistón y en consecuencia se obtendrán mejores índices de fangos IM. También conseguiremos una mejor flexibilidad de oxigenación cuanto mayor sea el número de aparatos. Además, podemos mencionar que, en caso de avería de un aerador, éste puede quedar varios días sin funcionar, siempre que uno o los dos más próximos funcionen de continuo durante la reparación. - Con difusores porosos deben disponerse al menos dos líneas independientes, o alguna más, excepcionalmente en plantas muy importantes, para poder renovar el material de los difusores. Notemos que, con un buen material poroso (mineral) y una explotación que respete estrictamente las consignas de caudal mínimo y de sobre-inyección, se puede funcionar hasta 10 años sin incremento excesivo de la pérdida de carga. Además, esta frecuencia de 10 años se corresponde con la necesaria para el vaciado de los decantadores y proceder a su mantenimiento. En todos los casos, la selección del número de líneas debe hacerse cuidadosamente. Aumentar inútilmente el número de líneas independientes complica innecesariamente los circuitos de agua, de fangos y licor mixto, y multiplica las obras de reparto y

recirculación, aumentándose la pérdida de carga de la instalación y sobre todo su precio. Algunas veces, en casos de cargas muy variables, como ocurre en lugares turísticos, pueden necesitarse varias líneas independientes, incluso de tamaños diferentes. - Con difusores estáticos no existe riesgo de obstrucción, pero sí de roturas. Debemos tomar las mismas precauciones que con los discos porosos. - Con los difusores de membrana elástica, que cada vez son más utilizados, deben tomarse precauciones similares a los difusores porosos. DIMENSIONES DE LOS DEPÓSITOS Una vez calculado el volumen total de los tanques y el número de líneas, nos queda por definir el número de aeradores de superficie o el número y longitud de los canales en el caso de difusión con aire. - Aeradores de superficie Excepto en pequeñas instalaciones con aeración prolongada, podemos considerar que el número mínimo de unidades a instalar es de 4 y el óptimo de 8 con cubas separadas, y de 16 para grupos de 4. En grandes instalaciones, el número de aparatos puede ser muy superior, debido a que la potencia unitaria de un aerador está limitada por construcción (máx. 75 kW). Sin embargo, como ya hemos mencionado, el aumento del número de aparatos mejora el factor de mezcla longitudinal y el índice de fangos. - Como veremos en el Capítulo 11, el aumento de la profundidad favorece la aportación específica de oxígeno, siempre que se respeten los limites indicados anteriormente en la página 220. Desde el punto de vista de la agitación ocurre lo contrario, puesto que el aumento de la profundidad disminuye la velocidad de fondo, pero la influencia es relativamente pequeña. Salvo el caso limite de la agitación, siempre será más conveniente utilizar la mayor profundidad posible compatible con la optimización de la obra civil. - Sistemas de inyección de aire Como veremos a continuación, la mayor parte de los sistemas de aeración, excepto los extraíbles, pueden instalarse de dos formas principales: · Inyección lateral: simple o doble. La anchura del canal debe oscilar entre 0,8 y 1,2 veces la profundidad con flujo simple, y 1,6 a 2,4 veces con doble flujo. · Distribución uniforme: este sistema de aeración no impone limitaciones especiales a las cubas. · Número de canales: estando calculados el volumen, la profundidad y la anchura, podemos calcular la longitud total necesaria de los canales. Desde el punto de vista estricto de la obra civil, la forma de las cubas debe aproximarse a un cuadrado. Pero otras condiciones, como por ejemplo la optimización de la red de aire, pueden obligar a apartarnos de la forma ideal.

Figura 9.16. Sección de canales de aeración con sistemas de inyección de aire.

Figura 9.17. Depósito de aeración doble. Ejemplo de instalación con aeradores de superficie, flujo pistón y/o alimentación escalonada (sin desnitrificación).

Figura 9.18. Depósito de aeración doble. Ejemplo de instalación, con inyección de aire. Flujo pistón con desnitrificación