Projeto de ETE com alimentação escalonada

UNIVERSIDADE DE CAXIAS DO SUL

CENTRO DE CIÊNCIAS EXATAS E TECNOLOGIA

CURSO DE ENGENHARIA AMBIENTAL

TRATAMENTOS BIOLÓGICOS DE EFLUENTES

PROFESSOR: LADEMIR LUIZ BEAL

PROJETO DE UMA ESTAÇÃO DE TRATAMENTO DE EFLUENTE - ETE

ALESSANDRA ZULIAN

CAROLINE ROSSI

INDIANARA DONAZZOLO

KELLEN MORANDI

MARINA BERTOLDO

Caxias do Sul24 de novembro de 2014

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ALESSANDRA ZULIAN

CAROLINE ROSSI

INDIANARA DONAZZOLO

KELLEN MORANDI

MARINA BERTOLDO

PROJETO DE UMA ESTAÇÃO DE TRATAMENTO DE EFLUENTE - ETE

Projeto apresentado como parte dos requisitos para obtenção da aprovação na disciplina de Tratamentos Biológicos de Efluentes do curso de Engenharia Ambiental na Universidade de Caxias do Sul, sob orientação do professor Lademir Luiz Beal.

CAXIAS DO SUL

24 de novembro de 2014

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LISTA DE FIGURAS

Figura 01: Fluxograma do processo de tratamento de esgoto nesta estação.

Figura 02: Histograma de vazões.

Figura 03: Perfil da equalização das vazões.

Figura 04: esquema representativo do processo de alimentação escalonada.

Figura 05: Esquema representativo do processo de alimentação escalonada.



LISTA DE TABELAS

Tabela 01: Valores típicos de parâmetros de sólidos em efluentes médios

Tabela 02: Valores típicos de parâmetros de Carga Orgânica no efluente

brutomédio

Tabela 03: Padrões de Emissão de DBO5, DQO e SS.

Tabela 04: Padrões de emissão de Fósforo e Coliformes Termotolerantes

Tabela 05: Resultado para o perfil de vazões ao longo do dia.

Tabela 06: Resultado das principais vazões.

Tabela 07: Parâmetros relativos ao dimensionamento do canal de transporte do

efluente.

Tabela 08: Resultados do dimensionamento do canal.

Tabela 09: Parâmetros relativos ao dimensionamento do gradeamento.

Tabela 10: Resultados gerais obtidos do dimensionamento do gradeamento.

Tabela 11: Resultados gerais obtidos do vertedouro.

Tabela 12: Parâmetros relativos ao dimensionamento da caixa de areia.

Tabela 13: Resultados gerais obtidos da caixa de areia.

Tabela 14: Equalização das vazões.

Tabela 15: Resultados gerais para o tanque de equalização.

Tabela 16: parâmetros de projeto do processo de alimentação escalonada.

Tabela 17: Parâmetros de projeto para o primeiro reator aeróbio.

Tabela 18: parâmetros de projeto para o reator anóxico 01.

Tabela 19: Resultados gerais para o Conjunto de Reatores 01.

3

Tabela 20: Parâmetros de projeto para o segundo reator aeróbio.

Tabela 21: parâmetros de projeto a serem utilizados no dimensionamento do

conjunto 02.


Tabela 23: Parâmetros de projeto para o terceiro reator aeróbio.

Tabela 24: parâmetros utilizados para o dimensionamento do conjunto 03.



Tabela 27: parâmetros a serem utilizados no dimensionamento do conjunto 04.


Tabela 29: valores do método Metcalf and Eddy.

Tabela 30: Resultados gerais para a remoção química de fósforo.

Tabela 31: Parâmetros relativos ao dimensionamento do sedimentador

secundário.

Tabela 32: Resultados obtidos do sedimentador secundário.

Tabela 33: Dosagens de cloro recomendadas conforme processo de tratamento.

Tabela 34: Resultados do dimensionamento do tanque de desinfecção.

Tabela 35: Resultados do dimensionamento dos leitos de secagem.

Tabela 36: Singularidades usadas na tubulação do sedimentador secundário até

os reatores

Tabela 37: Singularidades usadas na tubulação de reciclo

Tabela 38: Efluente final tratado e disposto ao corpo receptor.

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Conteúdo

1. INTRODUÇÃO...........................................................................................................7

2. INFORMAÇÕES CADASTRAIS..............................................................................8

3. MEMORIAL DESCRITIVO.....................................................................................9

4. CARACTERÍSTICAS DO ESGOTO......................................................................10

5. PARÂMETROS A SEREM ATENDIDOS.............................................................11

6. PROCESSOS DA ETE..............................................................................................13

6.1 Gradeamento – Remoção de sólidos grosseiros................................................13

6.2 Vertedouro............................................................................................................13

6.3 Caixa de areia.......................................................................................................14

6.4 Tanque de equalização de vazões.......................................................................14

6.5 Alimentação escalonada com lodos ativados.....................................................14

6.6 Remoção química de fósforo...............................................................................15

6.7 Sedimentador secundário....................................................................................15

6.8 Desinfecção com cloro.........................................................................................16

6.9 Leitos de secagem.................................................................................................16

7. MEMORIAL DE TÉCNICO....................................................................................16

7.1 Vazões...................................................................................................................16

7.2 Canal de chegada e transporte do efluente........................................................18

7.3 Gradeamento........................................................................................................20

7.4 Vertedouro............................................................................................................24

7.5 Caixa de areia (desarenador)..............................................................................28

7.6 Tanque de equalização........................................................................................33

7.7 Alimentação escalonada com lodos ativados.....................................................37

7.7.1 Conjunto de Reatores 01.................................................................................39

7.7.2 Conjunto de reatores 02..................................................................................52


5


7.8 Remoção química de fósforo...............................................................................78

7.9 Sedimentador secundário....................................................................................84

Volume do sedimentador.........................................................................................85

7.10 Desinfecção química com cloro.........................................................................90

7.11 Leitos de secagem...............................................................................................93

7.12 Dimensionamento das bombas.........................................................................96

7.12.1 Bomba de alimentação dos reatores de lodo ativado....................................96

7.12.2 Bomba para reciclo do lodo........................................................................103

8. CARACTERÍSTICAS DO EFLUENTE FINAL.................................................106

9. CRONOGRAMA.....................................................................................................106

10. LISTA DE MATERIAIS E EQUIPAMENTOS.................................................107

REFERÊNCIAS..........................................................................................................107

6

1. INTRODUÇÃO

Os recursos de água doce constituem uma fonte essencial para os seres humanos

e parte indispensável de todos os ecossistemas terrestres. No entanto, por maior que seja

a importância da água, a poluição dos rios e suas nascentes, muito em vista dos

lançamentos de esgoto sem tratamento, continuam ocorrendo, ficando no esquecimento

o quanto ela é essencial para nossas vidas.

A disposição inadequada dos efluentes brutos no solo ou em corpos receptores

naturais ainda é empregada de forma intensa, causando sérios problemas ambientais.

Portanto, se o efluente for lançado sem o manejo correto, acaba por poluir o solo e as

águas.

Dentro deste contexto, as Estações de Tratamento de Efluentes assumem um

papel primordial para a preservação do meio ambiente e para a melhoria da qualidade de

vida.

Segundo Sperling (1996), os esgotos domésticos contêm aproximadamente

99,9% de água. A fração restante inclui sólidos orgânicos e inorgânicos, suspensos e

dissolvidos, bem como microrganismos. Portanto, é devido a essa fração de 0,1% que

há necessidade de se tratar os esgotos.

Contanto, para que o tratamento seja efetivo, devem-se seguir algumas etapas

importantes, passando por etapas preliminares para remoção de sólidos grosseiros,

passando por tratamentos primários, secundários e terciários. É também importante

observar o cumprimento da legislação ambiental, de modo a atender os padrões de

lançamento para que a vida aquática e a qualidade da água para abastecimento não

sejam afetadas.

Diante dos aspectos apresentados, o sistema de tratamento de efluentes será

projetado de forma a atender os padrões de lançamento nos corpos hídricos, segundo a

CONSEMA 128/2006, garantindo melhor qualidade ambiental e de vida a população.

Neste contexto, este trabalho tem por objetivo, implantar uma ETE - Estação de

Tratamento de Efluentes - para o município de Candangolândia, apresentando de forma

clara o dimensionamento das unidades necessárias. O processo adotado para remoção de

nitrogênio será de um sistema com alimentação escalonada, seguida de remoção

química de fósforo, a fim de atender os padrões de lançamento da legislação vigente,

bem como proporcionar melhor qualidade de vida a uma população de 166.000

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habitantes que consomem em média 200 L/hab. dia de água tratada e geram em torno de

140 L/hab. dia de efluente.

2. INFORMAÇÕES CADASTRAIS

CONTRATANTE

Empresa: Prefeitura Municipal de Candangolândia

Endereço: Rua dos Transportes, nº 1, RS, Brasil.

CNPJ: 72b9641t/0c1-72

Prefeito: Excelentíssimo Sr. Lademir Luiz Beal

CONTRATADA

Consultoria: Barbada Engenharia LTDA.

Endereço: Rua Só Precisa Fazer Isso, nº 678, RS, Brasil.

CNPJ: 345h18k8/00a-43

RESPONSÁVEIS TÉCNICOS

Nome: Alessandra Zulian

Profissão: Engenheira Ambiental

CREA-RS 120391C

Endereço: Rua Vitorino Monteiro, 660-Antônio Prado -RS

e-mail: [email protected]

Nome: Caroline Rossi


CREA-RS 283042J

Endereço: Av. São Virgilio, 2200 - B. São Virgilio - Caxias do Sul - RS


Nome: Indianara Donazzolo


CREA-RS 291093F

Endereço: Av. Itália, 144- Antônio Prado -RS


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mailto:[email protected]



Nome: Kellen Morandi da Silva


CREA-RS: 150891K

Endereço: Rua da Paz, 765- Flores da Cunha -RS


Nome: Marina Borghetti Bertoldo


CREA-RS: 250893K

Endereço: Rua Moreira César, 599, apto 03 – Caxias do Sul - RS


3. MEMORIAL DESCRITIVO

A constituição do esgoto bruto é essencialmente composta por despejos

domésticos, uma parcela de águas pluviais, águas de infiltração e eventualmente uma

parcela não significativa de despejos industriais, tendo características bem definidas.

(JORDÃO E PESSÔA, 2010). Em vista disso, o presente instrumento apresenta o

projeto de uma Estação de tratamento de esgoto (ETE).

O projeto propõe-se atender a população de 166.000 habitantes da cidade de

Candangolândia, que consomem em média 200 L/hab. dia de água tratada, e geram em

torno de 140 L/hab. dia de efluente.

A estação de tratamento de efluente projetada no presente trabalho funcionará

por 24h (vinte e quatro horas) em sete dias por semana, onde irá tratar 386 L/s (vazão

máxima de projeto), de efluente doméstico e posteriormente efetuará o descarte em um

manancial hídrico localizado próximo ao centro urbano.

O efluente descartado visa atender os parâmetros exigidos pela legislação

vigente (CONAMA e CONSEMA), e para que estes sejam alcançados necessita-se de

um sistema que possua uma eficiência ótima, de modo que este seja viável

economicamente. Deste modo, a unidade de tratamento adotada será composta pelas

seguintes etapas: após a captação, o efluente passa pelo gradeamento, vertedouro, caixa

de areia, tanque de equalização, remoção de nitrogênio com alimentação escalonada por

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sistema de lodos ativados, sedimentador secundário, remoção química de fósforo e por

fim, a etapa de desinfecção química e tratamento final do lodo por leitos de secagem.

Diante dos aspectos apresentados, o sistema de tratamento de efluentes será

projetado de forma a garantir melhor qualidade ambiental e de vida a população, e após

obedecer aos padrões de lançamento pré-estabelecidos pela Resolução CONSEMA

Nº128/2006 o esgoto tratado poderá ser lançado o com a garantia de que não causará

grandes danos ao corpo hídrico receptor.

4. CARACTERÍSTICAS DO ESGOTO

O tipo de efluente a ser tratado na estação de tratamento do município de

Candangolândia é predominantemente doméstico, também chamado de esgoto

domiciliar. Este esgoto provém de residências, instituições e edificações em geral, que

contenham banheiros, lavanderias, cozinhas ou qualquer dispositivo de utilização de

águas que as tornem impróprias para despejo no ambiente. A contribuição de esgotos

depende de fatores como: região atendida, atividades desenvolvidas, hábitos de higiene,

nível social e econômico, nível cultural, disponibilidade de água, dentre outros.

Segundo Jordão e Pessoa (2010), esgotos sanitários são constituídos

principalmente de despejos domésticos, águas pluviais, águas de infiltração e

eventualmente uma parcela não muito significativa de esgotos industriais.

Para fins de projeto e para o bom dimensionamento das unidades da ETE, é

necessário ter conhecimento das características físicas (matéria sólida, temperatura,

odor, cor e turbidez) e características químicas (matéria orgânica e matéria inorgânica)

do efluente a ser tratado. A tabela 01 a seguir apresenta os valores típicos de parâmetros

de sólidos considerando um efluente bruto médio, conforme Metcalf & Eddy (2003).

Tabela 1: Valores típicos de parâmetros de sólidos em efluentes médios.

Matéria sólida Efluente médio (mg/L)Sólidos totais 720Sólidos dissolvidos 500Sólidos dissolvidos fixos 500Sólidos dissolvidos voláteis 300SST 220SSV 55Sólidos sedimentáveis 165

Fonte: (METCALF & EDDY, 2003), adaptado.

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A temperatura também é um parâmetro a ser analisado, pois ela influencia nas

operações de natureza biológica, na transferência de oxigênio e nos processos de

sedimentação. Considerando o clima do local a ser implantado o projeto da estação, a

temperatura média utilizada com parâmetro de projeto é de 12ºC.

As características químicas do efluente são determinadas basicamente pela

quantidade de matéria orgânica no meio, na forma de DBO5 (Demanda Bioquímica de

Oxigênio) e DQO (Demanda Química de Oxigênio). Segundo Metcalf e Eddy (2003),

os valores típicos de parâmetros de carga orgânica estão expressos na tabela 2,

considerando o efluente médio.

A DQO biodegradável e a DQO rapidamente biodegradável foram determinadas

pela relação de cada DQOb é necessário 1,6 vezes de DQO.

Tabela 2: Valores típicos de parâmetros de Carga Orgânica no efluente bruto médio.

Parâmetro Efluente médio (mg/L)DBO5-20 220DQO 500Carbono orgânico total 160NTK 40Nitrogênio orgânico 15Nitrogênio amoniacal 25Fósforo total 8Fósforo orgânico 3Fósforo inorgânico 5

Fonte: (METCALF & EDDY, 2003), adaptado.

A quantidade de nitrogênio e fósforo encontrados no efluente determina os

processos a serem utilizados, de maneira que a legislação exige padrões de emissão para

cada um dos nutrientes.

O projeto aqui descrito foi elaborado de acordo com as características do

efluente citadas acima e os processos escolhidos com o objetivo de máxima eficiência.

5. PARÂMETROS A SEREM ATENDIDOS

Conforme a Resolução CONSEMA Nº 128/2006, o efluente, ao final do

processo de tratamento, deverá atender aos padrões de emissão para efluentes líquidos

conforme demonstrado nas tabelas 03 e 04 a seguir.

11

Usuario, 02/12/14,

DBO5!!

Usuario, 02/12/14,

UTILIZAR SOMENTE OS PARÂMETROS DE INTERESSE COM A CLASSE DE VAZÃO APLICADA A ESTE PROJETO!

Tabela 3: Padrões de Emissão de DBO5, DQO e SS.Faixa de vazão

(m³/d)DBO5 (mg O2/L) DQO (mg O2/L) SS (mg/L)

Q < 20 180 400 18020 ≤ Q ≤ 100 150 360 160100 ≤ Q ≤ 200 120 330 140200 ≤ Q ≤ 500 100 300 100500 ≤ Q ≤ 1000 80 260 801000 ≤ Q ≤ 2000 70 200 702000 ≤ Q ≤ 10000 60 180 6010000 ≤ Q 40 150 50

Fonte: Resolução CONSEMA 128/2006.

A variação dos padrões de emissão para os parâmetros Fósforo e Coliformes

Termotolerantes deverá atender os valores de concentração estabelecidos em função das

faixas de vazão, conforme a tabela 04:

Tabela 4: Padrões de emissão de Fósforo e Coliformes Termotolerantes

Faixa de Vazão Fósforo total Coliformes termotolerantes

(m³/dia) Concentração(mg P/L)

Eficiência(%)

ConcentraçãoNMP/100 mL

Eficiência (%)

Q < 200 - - - -200 ≤ Q ≤ 500 - - 106 90500 ≤ Q ≤ 1000 - - 105 951000 ≤ Q ≤ 2000 3 75 105 952000 ≤ Q ≤ 10000 2 75 104 9510000 ≤ Q 1 75 103 99

Fonte: Resolução CONSEMA 128/2006, adaptado.

Para o nitrogênio amoniacal, deve ser atendido o padrão de lançamento de 20 mg/L, independente da vazão.

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6. PROCESSOS DA ETE

Figura 01: Fluxograma do processo de tratamento de esgoto nesta estação.

6.1 Gradeamento – Remoção de sólidos grosseiros

O gradeamento é uma unidade de suma importância no processo da estação de

tratamento de esgotos, uma vez que ocorre nessa etapa, a retenção do material sólido

grosseiro, protegendo assim, as unidades seguintes do tratamento.

Neste projeto, para a remoção dos sólidos grosseiros será utilizado o

gradeamento médio, com limpeza manual. O espaçamento entre uma barra e outra

variam conforme as dimensões dos sólidos que se pretende reter.

O processo de gradeamento projetado conta com 39 barras finas de espessura de

7,9mm dispostas numa inclinação de 80º, com espaçamento de 30mm entre uma barra e

outra. A altura do canal projetado é de 1,5m com largura de 1,5m. Como critério de

segurança, foi deixado 0,53 m de borda livre para eventual aumento de vazão.

6.2 Vertedouro

O vertedouro é uma unidade utilizada para medição de vazão. Neste projeto, foi

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Efluente Tratado

Desinfecção Química

Tanque de Equalização

Remoção Química de

Fósforo

Alimentação Escalonada com Lodos Ativados

Caixa de Areia (Desarenador)

Vertedouro

Efluente Bruto

Usuario, 02/12/14,

MELHORAR BASTANTE ESSE FLUXOGRAMA!

dimensionado um vertedouro retangular sem contrações, com altura de 0,27m com um

canal de aproximação de 2,4m.

6.3 Caixa de areia

A finalidade da remoção da areia é principalmente evitar efeitos adversos ao

funcionamento dos demais processos subsequentes ao de gradeamento, que pode causar

abrasão nos equipamento e tubulações e evitar a obstrução de canalizações, tanques,

sifões, orifícios, calhas, etc.

O dispositivo funciona como armazenamento da areia, sólido que sedimenta

facilmente em uma massa líquida. A velocidade do fluxo deve permitir que a areia

sedimente no tanque, sendo esta de aproximadamente 0,3 m/s.

A caixa de areia foi projetada considerando uma velocidade de fluxo de 0,3 m/s

e uma velocidade de sedimentação de 0,02 m/s. Em relação às dimensões, as mesmas

terão altura de 0,16m, largura de 2,14m e comprimento de13,5. Totalizando um volume

de 17,33m³ e uma área de 28,9m².

6.4 Tanque de equalização de vazões

O tanque de equalização é um tanque onde o efluente é acumulado com a

finalidade de manter uma vazão constante para os demais processos do tratamento. Com

o tanque de equalização é possível proporcionar um adequado amortecimento das

flutuações orgânicas, evitando cargas de choque ao sistema. Outro parâmetro importante

de operação favorecido pelo tanque é controle mais adequado do pH, sendo que a

correção do mesmo é facilitada nesta situação.

As dimensões obtidas para o tanque são de 16 m x 20 m sendo uma

profundidade de 10 m. Desta maneira o volume total do tanque é de 3180,78m³.

6.5 Alimentação escalonada com lodos ativados

Os sistemas anaeróbios apesar das vantagens e boa eficiência de remoção de

matéria orgânica e sólidos em suspensão, são ineficientes na remoção de nutrientes

como fósforo e nitrogênio, não atendendo os padrões de lançamento exigidos pela

legislação ambiental.

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Estes nutrientes podem ser responsáveis pelos processos de eutrofização

resultando no crescimento excessivo de algas e comprometendo seu uso e qualidade.

Em muitos casos o fósforo é o nutriente limitante para o processo de eutrofização de

corpos de água, uma vez que o nitrogênio pode ser capturado da atmosfera por meio de

algas fixadoras de nitrogênio e assim encontrar-se disponível em águas superficiais.

Desta forma, torna-se necessário projetar sistemas que além de removerem materiais

orgânicos e sólidos sedimentáveis, possam remover de forma eficiente os nutrientes.

A remoção de Nitrogênio com alimentação escalonada consiste na distribuição

da vazão do efluente bruto em quatro grupos de reatores pré-anóxicos em série. O

processo inicia com um reator anóxico que recebe a primeira alimentação, incluindo o

reciclo proveniente do sedimentador secundário, passando para um reator aeróbio no

qual ocorre a nitrificação, seguindo pelos conjuntos posteriores.

6.6 Remoção química de fósforo

A remoção química de fósforo consiste na precipitação do fósforo na forma de

fosfato pode acontecer por meio da adição de sais metálicos como cálcio, ferro e

alumínio, que formam os fosfatos insolúveis que precipitam, dependendo da

concentração dos íons em solução, do pH no meio, entre outros fatores físico-químicos.

Neste projeto optou-se pela técnica de precipitação química para remoção de

fósforo. Será utilizado sulfato de alumínio líquido, o qual será inserido dosagens do

mesmo no último reator aeróbio, de forma a aproveitar a mistura. Também se fará

aproveitamento do sedimentador secundário para o precipitado.

6.7 Sedimentador secundário

Em um processo de lodos ativados, o sedimentador secundário é um mecanismo

indispensável para manter a eficiência do tratamento, sendo este responsável pela

separação dos sólidos suspensos presentes no reator, o adensamento destes permitindo o

retorno de lodo com concentração mais elevada e o armazenamento dos sólidos

excedentes para posterior descarte. (VON SPERLIG, 1997).

No processo de tratamento da estação será projetado um sedimentador

secundário de formato circular, com fundo inclinado em 10%. O sentido de fluxo será

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vertical e apresentará sistema de remoção de lodos mecanizado. Os dispositivos de saída

são vertedores triangulares de 90º, com altura de 45mm.

6.8 Desinfecção com cloro

A cloração tem sido a principal forma de desinfecção praticada nas estações de

tratamento. O cloro, ou agente desinfetante, penetra nas células dos microrganismos e

reage com suas enzimas, destruindo-as. As enzimas são um complexo de proteínas

funcionando como catalisadores orgânicos em reações químicas dos microrganismos.

Como são essenciais aos processos metabólicos das células vivas, estas, sem a ação das

enzimas, morrem. (JORDÃO e PESSOA, 2005). Nesta estação, a desinfecção será

realizada adicionando-se cloro gasoso, na tubulação entre o sedimentador e o tanque de

desinfecção.

6.9 Leitos de secagem

Foram projetados para esta estação cinco conjuntos de leitos, totalizando uma

área de secagem de 9174m2. A altura total do leito de secagem será de 1,07m, mais

0,3m de borda livre. O projeto aqui descrito considerou como parâmetro de projeto um

período de secagem de 25 dias.

7. MEMORIAL DE TÉCNICO

7.1 Vazões

A ETE que será apresentada neste projeto tem por objetivo tratar o efluente

doméstico gerado pela população do município de Candagolândia/RS, constituída por

166.000 habitantes, os quais possuem uma contribuição per capita (cpc) de 140L/hab.

dia,. De posse destas informações, pode-se calcular a vazão média que chega à ETE,

através da equação 01:

Qméd=população× cpc (01)

Qméd=166.000 ×140

Qméd=23.240m ³d

16

Usuario, 02/12/14,

ESSE VALOR É EQUIVALENTE A QUASE UM HECTARE. UTILIZAR OUTRA TÉCNICA.

Na tabela 05, pode-se observar o perfil de geração de efluente do município de

Candangolândia.

Tabela 5: Resultado para o perfil de vazões ao longo do dia.

Tempo (h)

% da vazão total

Q (L/h) Q (L/s) Q (m³/s) Q (m³/h)

1 3,59 834316 231,8 0,232 834,32 3 697200 193,7 0,194 697,23 2,4 557760 154,9 0,155 557,84 1,87 434588 120,7 0,121 434,65 1,67 388108 107,8 0,108 388,16 1,76 409024 113,6 0,114 409,07 2,31 536844 149,1 0,149 536,88 3,14 729736 202,7 0,203 729,79 4,41 1024884 284,7 0,285 1024,910 5,48 1273552 353,8 0,354 1273,611 5,66 1315384 365,4 0,365 1315,412 5,97 1387428 385,4 0,385 1387,413 5,46 1268904 352,5 0,352 1268,914 5,16 1199184 333,1 0,333 1199,215 4,93 1145732 318,3 0,318 1145,716 4,8 1115520 309,9 0,310 1115,517 4,69 1089956 302,8 0,303 1090,018 4,72 1096928 304,7 0,305 1096,919 4,84 1124816 312,4 0,312 1124,820 5 1162000 322,8 0,323 1162,021 5,17 1201508 333,8 0,334 1201,522 5 1162000 322,8 0,323 1162,023 4,71 1094604 304,1 0,304 1094,624 4,26 990024 275,0 0,275 990,0

Fonte: As Autoras

A figura 02 ilustra o histograma de vazões obtido pelo percentual relativo à

vazão média no período de 24 horas.

17

Figura 02: Histograma de vazões.

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 240.0

200.0

400.0

600.0

800.0

1000.0

1200.0

1400.0

Histograma de Vazões

Perfil de vazão

Tempo (h)

Vaz

ão (m

³/h)

Fonte: As Autoras

Desta forma, foi possível a obtenção das principais vazões que serão utilizadas para

o dimensionamento do projeto. Trata-se das vazões mínima, média e máxima, conforme

tabela 06, após aplicação de arredondamentos.

Tabela 06: Resultado das principais vazões.Vazões

m³/h L/sQmín 390 108Qméd 970 270Qmáx 1390 386

Fonte: As Autoras

7.2 Canal de chegada e transporte do efluente

Para que fosse possível o dimensionamento das unidades de tratamento

seguintes, se fez necessário o conhecimento do canal de chegada e de transporte do

efluente na ETE. Na tabela 07 abaixo, estão os parâmetros pré-estabelecidos, relativos

ao dimensionamento do canal.

Tabela 07: Parâmetros relativos ao dimensionamento do canal de transporte do efluente.

18

Parâmetro Valor

Largura do canal (b) 1,5m

Declividade (I) 0,01% = 0,0001m

Coeficiente de Manning (n) 0,012 (concreto)

Borda livre 0,5m

Vazão (Q) 0,386m³/s

Fonte: As Autoras

Fazendo uma adaptação na equação de Manning (02), obtêm-se a equação 03

com a qual se pode calcular a altura da lâmina d’água no canal:

(02)

Onde:

Rh= raio hidráulico

A= área (m²)

n= coeficiente de rugosidade de Manning

I= declividade (m)

(03)

Onde:

yn= altura da lâmina d’água (m)

b= largura do canal (m)

Aplicando-se os valores previamente atribuídos para a largura do canal,

declividade e coeficiente de Manning se obtêm a altura de lâmina d’água.

0,386= 10,012

× (1,5. yn ) ×( 1,5. yn1,5+2 yn )

23 × 0,0001

12

yn=0,63 m

Sabendo-se que a lâmina d’água que passará no canal será de 0,63m e que a

borda livre arbitrada é de 0,87m, define-se que a altura total do canal será de 1,5m.

19

Na tabela 08 abaixo, estão demonstrados os resultados gerais obtidos através do

dimensionamento do canal.

Tabela 08: Resultados do dimensionamento do canal.Parâmetro Valor

Altura da lâmina d’água (yn) 0,63m

Altura total do canal 1,5m

Fonte: As Autoras

7.3 Gradeamento

Conforme NBR n° 12.209/2011, o sistema de gradeamento deverá ser

dimensionado para a vazão máxima, uma vez que esta unidade deverá estar projetada

para suportar os picos de vazões que ocorrem no decorrer do dia. Desta forma, a vazão

de projeto utilizada para esta etapa será de 0,386 m³/s.

Nos itens que seguem, será apresentado o dimensionamento do gradeamento

médio, com barras circulares e com limpeza manual. Esta é a etapa inicial da ETE, e o

resultado pode ser visualizado na prancha 1/16.

Na tabela 09 abaixo, estão os parâmetros pré-estabelecidos, relativos ao

dimensionamento do gradeamento.

Tabela 09: Parâmetros relativos ao dimensionamento do gradeamento.Parâmetro Valor

Diâmetro das barras (t) 0,0079m

Espaçamento entre as barras (a) 0,03m

Velocidade de passagem 0,6m/s

Altura máxima/crítica do

vetedouro (Hmáx)

0,27m

Largura do canal (b) 1,5m

Inclinação das barras 70º

A eficiência é um parâmetro que representa a relação de ocupação do canal da

grade pelas barras e quanto poderá ser utilizado para o escoamento do efluente. A

equação que expressa a eficiência é representada a seguir:

20

Usuario, 02/12/14,

E A LARGURA DO CANAL?

E= aa+t

(04)

Onde:

E= eficiência da grade (%)

a= espaçamento entre as barras (m)

t= diâmetro das barras (m)

Substituindo os valores previamente conhecido na equação 04 tem-se:

E= 0,030,03+0,0079

E=0,79 ou 79 %

A área molhada útil na seção da grade, representada pela área livre entre as

barras, é limitada pelo nível da água, e corresponde a velocidade de passagem e a vazão

de projeto conforme equação 05:

Au=Qmáxv

(05)

Onde:

Au= área molhada útil (m²)

Qmáx= vazão máxima (m³/s)

v= velocidade de passagem (m/s)

Resolvendo a equação 05 tem-se:

Au=0,3860,6

Au=0,64 m ²

A área molhada total é a seção do canal junto à grade, necessária para o

escoamento, que foi determinada conforme a equação:

S=AuE

(06)

21

Onde:

S= área molhada total (m²)

Au= área molhada útil (m²)



S=0,640,79

S=0,81m2

De acordo com Jordão (2010), a largura do canal afluente à grade poderá ser

aumentada para atender a baixa ideal de velocidade de passagem entre as barras,

resultando em uma velocidade de aproximação, na seção imediatamente anterior à

grade, menor do que a velocidade de passagem fixada em projeto tal que:

v0=v × E (07)

Onde:

v0= velocidade de aproximação (m²/s)

v= velocidade mínima (m/s)



v0=0,6 × 0,79

v0=0,47 m /s

Observa-se que a velocidade de aproximação à grade para Qmáx atendeu o valor

mínimo (0,4m/s), espera-se, portanto que não haja sedimentação, também não será

necessárias modificações no canal anterior a grade.

A largura da base da unidade de gradeamento foi considerada em 1,5 metros,

pois o dimensionamento do canal que precede o gradeamento já havia sido realizado.

De acordo com a largura do canal e o diâmetro das barras é possível saber a

quantidade de barras necessárias para o dispositivo, de acordo com a equação 08.

22

N= bt +a (08)

Onde:

N= número de barras

b= largura do canal (m)

t= diâmetro das barras (m)

a= espaçamento entre as barras (m)

Substituindo-se na equação acima se tem:

N= 1,50,0079+0,03

N=39,58≅ 40 barras

A perda de carga, segundo Jordão (2010), para os casos onde se utiliza limpeza

manual, pode ser determinada pela equação de Kirshmer, ou pode-se considerar que o

comportamento hidráulico é idêntico ao escoamento através de orifício, sendo assim, a

fórmula simplificada é dada a seguir:

hf =1,43×v2−v0

2

2 g (09)

Onde:

hf= perda de carga (m)

v= velocidade de passagem (m/s)

v0= velocidade de aproximação (m/s)

g= aceleração da gravidade (9,8m/s)

Considerando a grade totalmente desobstruída, substituindo-se na equação da

perda de carga (09), tem-se:

hf =1,43×0 ,6²−0 , 47²

2× 9,8

hf =0,01 m

23

O mínimo de perda de carga que deve ser considerado para limpeza manual é de

0,15m, portanto para fins de cálculo o valor da perda de carga utilizado será este e não o

obtido pela equação 09.

Para as grades de limpeza manual, segundo Jordão (2010), é necessário verificar

a influência da perda de carga para uma obstrução correspondente a 50% da lâmina

d’água máxima, de modo que o escoamento na tubulação afluente não seja afetado.

Portanto, como fator de segurança será considerado a perda de carga na grade com 50%

obstrução, assim considera-se o dobro da velocidade de passagem nas grades.

hf =1,43×1 ,2²−0 , 47²

2 ×9,8

hf =0,089m

Para fins de cálculo o valor da perda de carga utilizado será de 0,15m, por ser

uma grade de limpeza manual, e não a obtida acima. A tabela 10 demonstra os resultados

obtidos do dimensionamento do gradeamento.

Tabela 10: Resultados gerais obtidos do dimensionamento do gradeamento.Parâmetro Valor

Eficiência (E) 79%

Área molhada útil (Au) 0,64m²

Área molhada total (S) 0,81m²

Velocidade de aproximação (v0) 0,47m/s

Nº de barras (N) 40

Perda de carga 100% desobstruída (hf) 0,01

Perda de carga 50% obstruída (hf) 0,089

Fonte: As Autoras

7.4 Vertedouro

A fórmula de Francis foi aplicada para o cálculo da altura da crista do

vertedouro que foi utilizado para a medição de vazão.

24

Usuario, 02/12/14,

E AS DIMENSÕES DO GRADEAMENTO ? E O COMPRIMENTO DAS BARRAS??

(10)

Onde:

Q= vazão (m³/s)

B= largura da crista ou soleira (m)

H= altura da lâmina d’água (m)

No uso desta formulação para este tipo de vertedouro, algumas condicionantes

devem ser adotadas, segundo especificações técnicas:

• A profundidade (P) do vertedor, ou seja, a altura do nível de fundo do

canal até a crista do vertedouro, não deverá ser menor que 0,10m;

• A altura da lâmina d’água (H) deve estar compreendida entre 0,03m e

0,75m;

• H/P não deve ser maior que um;

• A largura do vertedor (B) deve ser igual à do canal (b) e no mínimo igual

a 0,30m;

• O canal de aproximação deve ter comprimento mínimo de 20 vezes a

carga máxima (H) e declividade mínima ou nula.

A partir destes dados, foi adotada a largura B igual a largura do canal (b)

dimensionado anteriormente de 1,5m.

Calculando a altura crítica para a vazão máxima de 0,386m³/s, utilizando a

equação 10, tem-se:

0,386=1,838 ×1,5 × H32

H=0 ,27 m

Conferindo as condicionantes, observa-se que os valores estão dentro dos

padrões, conforme mostra a seguir:

P≥2H

P= 1,0m

H/P¿1

H/P = 0,27

Calculando a altura crítica para a vazão mínima de 0,108m³/s, a fim de verificar

se as condicionantes são atendidas, utilizando a equação 10, tem-se:

25

0,108=1,838 ×1,5 × H32

H=0 ,12 m

Conferindo as condicionantes, observa-se que os valores estão dentro dos

padrões, conforme mostra a seguir:

P≥2H

P= 1,0

H/P¿1

H/P = 0,12

O canal de aproximação conforme as condicionantes citadas acima deve ter

comprimento mínimo de 20 vezes a carga máxima (H) e declividade mínima ou nula.

Seu comprimento é definido pela equação 11.

Lcanal=20 × H (11)

Onde:

Lcanal= comprimento do canal (m)

H= altura crítica (m)

Substituindo-se:

Lcanal=20 ×0,27

Lcanal=5,4≅ 6,0 m

A altura do canal onde está o vertedouro, foi adotada como sendo a mesma do

canal chegada e transporte do efluente na ETE, sendo assim terá 1,13m.

Para o cálculo do tipo de escoamento, foi utilizada a equação de Froud (12), pois

é importante que este seja de regime fluvial, sem exagero de turbulência.

FR=v

√ g × yn (12)

Onde:

26

v= velocidade do escoamento (m/s)

g= aceleração da gravidade (9,81m/s)

yn= altura da lâmina d’água (m)

Para substituir na equação 12, é necessário calcular a velocidade do escoamento,

dada a partir da equação abaixo:

v=QA

(13)

Onde:

v= velocidade (m/s)

Q= vazão (m³/s)

A= área molhada do canal (m²)

Substituindo, tem-se:

v= 0,3861,5 × 0,63

v=0,408 m /s

FR=0,408

√9,81 ×0,63

FR=0 ,164

Como o Froud obtido é menor do que um, o escoamento é fluvial. Portanto o

canal após o vertedouro poderá ter o comprimento anteriormente calculado de 6,0m e a

largura do canal é ideal.

A tabela 11 demonstra os resultados gerais obtidos do dimensionamento do

vertedouro e também os dados previamente estabelecidos, e a prancha 02/16 detalha o

vertedouro.

Tabela 11: Resultados gerais obtidos do vertedouro.Parâmetro Valor

Carga máxima ou altura crítica (H) 0,27m

Comprimento do canal (Lcanal) 6,0m

Profundidade (P) 1,0m

27

Velocidade de escoamento (v) 0,408m/s

Froud (FR) 0,164

Fonte: As Autoras

7.5 Caixa de areia (desarenador)

O sistema de desarenação deverá ser dimensionado para a vazão máxima, desta

forma, a vazão de projeto utilizada para calcular esta unidade será de 0,386m³/s, visto

que a caixa de areia deverá ser projetada para suportar os picos de vazões.

Na tabela 12 abaixo, estão os parâmetros pré-estabelecidos, relativos ao

dimensionamento da caixa de areia.

Tabela 12: Parâmetros relativos ao dimensionamento da caixa de areia.Parâmetro Valor

Diâmetro médio das partículas 0,2mm

Velocidade média de

sedimentação (v2)

0,02m/s

Velocidade do fluxo (v1) 0,3m/s

Altura da lâmina d’água na caixa

de areia (h)

0,6m

Borda Livre 1,5m

Declividade do canal de

recolhimento dos sólidos

1%

Declividade do fundo 5%

Hmáx (vertedouro) 0,27m

Hmín (vertedouro) 0,12m

Taxa de areia retida 30L/1000m³ de efluente

[S.S.] 10mg/L

Conforme Jordão (1995), para dimensionar o comprimento da caixa de areia,

deve-se considerar a velocidade do fluxo horizontal do escoamento do esgoto e a

velocidade de sedimentação.

28

A equação que relaciona a velocidade de escoamento do esgoto com a

velocidade de sedimentação das partículas, utilizada para o cálculo do comprimento da

caixa de areia é a combinação das equações 14 e 15.

v1= Lt 1

e v2= ht 2

(14) e (15)

Onde:

v1= velocidade de fluxo longitudinal (m/s)

v2= velocidade de sedimentação (m/s)

L= comprimento da caixa de areia (m)

h= altura d’água na caixa (câmara de sedimentação) (m)

t1 e t2= tempo gasto pela partícula para percorrer as distâncias L e h.

De acordo com Jordão (1995), o tempo gasto para a partícula percorrer as distâncias

L e h é o mesmo, desta forma, t1 = t2, resultando na equação 16.

v1×h=L× v 2 (16)

Substituindo os valores na equação 16 tem-se:

L= 0,30,02

× h

L=15 × h

Foi considerado, por segurança, devido à turbulência, um fator de garantia de

50%, como é recomendado por Jordão (1995). Desta forma tem-se:

L=22,5× h

L=22,5 × 0,6

L=13,5m

O canal de descarte do desarenador terá uma declividade adotada em 1% a fim

de direcionar os sólidos a tubulação disposta no fundo da caixa. O fundo do desarenador

também terá uma declividade, adotada, neste caso, em 5% para que seja possível o

direcionamento dos sólidos retidos para a posterior remoção.

29

Conhecendo os valores de vazão máxima, velocidade do fluxo do esgoto e altura

d’água na caixa de areia, é possível, através da equação 17, determinar a largura da

caixa, com seção retangular, conforme segue:

bcaixa=Q

v 1× h (17)

Onde:

b = largura da caixa (m)

Q = vazão máxima (m³/s)

v1 = velocidade de fluxo longitudinal (m/s)

h = altura (m)

Sendo, assim:

bcaixa=0,386

0,3× 0,6

bcaixa=2,14m

O volume total da caixa de areia é obtido a partir da largura da caixa, do seu

comprimento e da altura, conforme a equação 18 abaixo:

Vt=b × L ×h (18)

Onde:

Vt = volume total (m³)

b = largura da caixa (m)

L = comprimento da caixa (m)

h = altura da caixa (m)

Substituindo obtém-se:

Vt=2,14 ×13,5× 0,6

Vt=17,33 m ³

A área da caixa de areia pode ser determinada utilizando a equação 19:

30

A=b × L (19)

Substituindo:

A=2,14 ×13,5

A=28,89≅ 28,9 m ²

A taxa de aplicação superficial pode ser obtida da resolução da equação 20,

abaixo descrita.

TA=QmáxA

(20)

Onde:

TA= taxa de aplicação (m³/m².dia)

Q = vazão máxima de projeto (m³/d)

A = área da caixa de areia (m²)

TA=0,38628,9

TA=0,0133m ³

m ². s×

86400 s1d

=1.149,12

TA ≅ 1.149m ³

m ². d

O valor obtido para a taxa de aplicação está dentro do esperado, uma vez que a

taxa de aplicação deve estar compreendida entre 600 e 1.300 m³/m².d, segundo a NBR

12.209/92.

O rebaixo é construído com o intuito de evitar arraste de sólidos, sendo uma

diferença de altura entre a caixa de areia e a Calha Parshall, ou neste caso do vertedouro

(AZEVEDO NETTO, 2000).

Para calcular o rebaixo é necessário, saber os valores de Hmáx e Hmín

referentes ao vertedouro, para a vazão máxima e mínima respectivamente. Os valores de

Hmáx e Hmín são 0,27 e 0,12m respectivamente. Assim sendo é possível calcular o

rebaixo Z, através da equação 21.

31

Z=(Qmáx × Hmín )−(Qmín × Hmáx )

Qmáx−Qmín

(21)

Onde:

Z= rebaixo (m)

Qmáx= vazão máxima (m³/s)

Qmín= vazão mínima (m³/s)

Hmáx e Hmín= alturas máxima e mínima no vertedouro (m)

Z=(0,386×0,12 )−(0,108× 0,27)

0,386−0,108

Z≅ 0,062m=6,2cm

Para o cálculo do volume diário retido de sólidos na caixa de areia foi utilizada a

seguinte equação:

V sólidos=Qméd ×[S . S .] (22)

Onde:

Vsólidos= volume diário retido de sólidos (L/d)

Qméd= vazão média (m³/s)

[S.S.] = concentração de sólidos sedimentáveis no efluente bruto (L/m³)

V sólidos=0,27 × 0,01=0,0027Ls

×86400 s

1 d

V sólidos≅ 233,3Ld=0,2333

m ³d

A altura diária de areia acumulada na caixa é calculada pela equação 23:

hareia=VA

(23)

Onde:

hareia= altura de areia acumulada por dia (m/d)

V= volume diário retido de sólidos (m³/d)

A= área da caixa de areia (m²)

32

hareia=0,2333

28,9

hareia≅ 0,0081md

=0,81cmd

A limpeza das caixas de areia serão efetuadas periodicamente em função do

volume acumulado, indica-se o período ideal de intervalo de limpeza a cada 10 dias,

avaliadas as dimensões do desarenador. Na parte operacional, uma das caixas será

mantida em funcionamento para limpeza da outra, e os resíduos serão acumulados

temporariamente em recipientes fechados para destino final a ser dado, em aterro

sanitário.

A tabela 13 demonstra os resultados gerais obtidos do dimensionamento da caixa de

areia, bem como a prancha 03/16.

Tabela 13: Resultados gerais obtidos da caixa de areia.Parâmetro Valor

Comprimento da caixa (L) 13,5m

Largura da caixa (bcaixa) 2,14m

Volume total da caixa (Vt) 17,33m³

Área total da caixa (A) 28,9m²

Taxa de aplicação superficial (TA) 1.149m³/m².d

Rebaixo (Z) 6,2cm

Volume de sólidos retidos (Vsólidos) 233,3L/d

Altura de areia acumulada (hareia) 0,81cm

Fonte: As Autoras

7.6 Tanque de equalização

Para o dimensionamento do tanque de equalização das vazões, utilizou-se o

método de duplas massas (Método de Ripoll). Vale ressaltar que este tanque terá nível

variável, e também agitação constante, a fim de evitar a sedimentação de sólidos.

Na tabela 14, pode-se observar a determinação das vazões equalizadas. A

coluna B representa a vazão horária, a coluna C é o somatório das vazões durante as

24h, sendo possível assim, calcular a vazão média em todo o período. A coluna D já

apresenta o volume de efluente equalizado acumulado, a coluna E apresenta a diferença

33

entre as vazões médias e as vazões parciais acumuladas, sendo possível observar a

variação durante o dia. A coluna F apresenta a diferença entre seu próprio valor e o

máximo da coluna anterior, sendo que, a condição mais desfavorável, ou seja, o valor

máximo desta diferença representa o volume ideal para o tanque. O gráfico da figura 03

sintetiza os resultados tabulados.

Tabela 14: Equalização das vazões.A B C D E Ft

(horas)Q (m³/h) (m³/h) Qmédia

(m³)D-C Máx (E) -E

0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 3159,091,00 834,32 834,32 968,33 134,02 3025,072,00 697,20 1531,52 1936,67 405,15 2753,943,00 557,76 2089,28 2905,00 815,72 2343,374,00 434,59 2523,86 3873,33 1349,47 1809,625,00 388,11 2911,97 4841,67 1929,69 1229,406,00 409,02 3321,00 5810,00 2489,00 670,097,00 536,84 3857,84 6778,33 2920,49 238,608,00 729,74 4587,58 7746,67 3159,09 0,009,00 1024,88 5612,46 8715,00 3102,54 56,55

10,00 1273,55 6886,01 9683,33 2797,32 361,7711,00 1315,38 8201,40 10651,67 2450,27 708,8212,00 1387,43 9588,82 11620,00 2031,18 1127,9113,00 1268,90 10857,73 12588,33 1730,61 1428,4914,00 1199,18 12056,91 13556,67 1499,75 1659,3415,00 1145,73 13202,64 14525,00 1322,36 1836,7316,00 1115,52 14318,16 15493,33 1175,17 1983,9217,00 1089,96 15408,12 16461,67 1053,55 2105,5418,00 1096,93 16505,05 17430,00 924,95 2234,1419,00 1124,82 17629,86 18398,33 768,47 2390,6220,00 1162,00 18791,86 19366,67 574,80 2584,2921,00 1201,51 19993,37 20335,00 341,63 2817,4622,00 1162,00 21155,37 21303,33 147,96 3011,1323,00 1094,60 22249,98 22271,67 21,69 3137,4024,00 990,02 23240,00 23240,00 0,00 3159,09

Q média Máximo Máximo968,33 3159,09 3159,09

Mínimo0,00

34

Figura 03: Perfil da equalização das vazões.

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 240

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

Afluente acumulado (C) Efluente médio equalizado (D)Volume do tanque de equalização (F)

Tempo (h)

Volu

me

(m³)

Na tabela 14, pode-se verificar que o volume ideal para o dimensionamento da

unidade de equalização é de 3.159,09 m³, e a vazão equalizada será de 968,33 m³/h.

A área útil do tanque de equalização pode ser calculada através da equação 24.

Sabendo que foi arbitrada uma altura de 5 m.

Au=Vh

(24)

Onde:

Au= área útil do tanque (m²)

V= volume (m³)

h= altura (m)

Au=3.159,09

5

Au=631,82 m ²

Considerando o tanque circular, através da equação 25, é possível determinar o

diâmetro deste.

Au=πD ²

4 (25)

Onde:

35

Au = área útil do tanque (m²);

D = diâmetro (m).

D=√ 4 Au

π=√ 4 ×631,82

π

D=28,36 m

Utilizando-se um diâmetro de 28,5m, tem-se uma nova área útil de 637,9m² e

um novo volume útil de 3189,5m³.

O tempo de detenção hidráulico pode ser calculado através da equação 26.

θh=VQ

(26)

Onde:

θh = tempo de detenção hidráulico (h)

V = volume (m³)

Q = vazão (m³/h)

θh=3189,5968,33

θh=3,3 h

Conforme Jordão (2010), a fim de evitar a geração de maus odores nesta etapa,

é recomendável homogeneizar o efluente através da utilização de aeração. Para tal,

adotou-se uma densidade de potência de 5W/m², e a potência do aerador é dada pela

equação 27:

P=dP× V (27)

Onde:

P = potência do aerador (W)

dP = densidade de potência (W/m³)

V = volume (m³)

P=5 × 3189,5

P=15.947,5 W

P≅ 21,4 hp

36

Dessa forma, analisando disponibilidade comercial e um melhor arranjo de

distribuição, serão adotados 5 aeradores de 5 hp, a fim de satisfazer a potência

necessária.

Os resultados gerais para o dimensionamento do tanque de equalização realizado

podem ser observados na tabela 15 e pode ser visualizado na prancha 04/16:

Tabela 15: Resultados gerais para o tanque de equalização.

Parâmetro Valor

Volume útil 3189,5m³

Vazão equalizada 968,33 m³/h

Área útil (Au) 637,9m²

Altura do tanque 5m

Diâmetro do tanque (D) 28,5m

Borda Livre 0,5m

Tempo de detenção hidráulico (θh) 3,3h

Densidade de potência 5W/m²

Potência total necessária (P) 15.947,5W = 21,4hp

Nº de aeradores 5

7.7 Alimentação escalonada com lodos ativados

O processo de alimentação escalonada consiste na distribuição de efluente em

quatro reatores anóxicos dispostos em série, sendo cada reator seguido por um reator de

lodo ativado, assim, cada conjunto receberá uma respectiva carga orgânica. O reciclo do

sedimentador retorna para o primeiro reator anóxico, garantindo a desnitrificação do

sistema.

Os parâmetros para o dimensionamento deste sistema de lodos ativados com

alimentação escalonada, segundo Metcalf and Eddy (2003), estão apresentados na tabela 16:

Tabela 16: parâmetros de projeto do processo de alimentação escalonada.

Parâmetro Metcalf and Eddy (2003)

θc 3 – 15 d

37

θh anóxico 2,0 a 4,0 h

θh aeróbio 4,0 a 12 h

Y 0,4 gSSV/gDQO

Kdn, 12°C 0,06 g/g.dia

Kd, 12°C 0,088 g/g.dia

μm, 12°C 0,44 g/g.dia

Ko 0,5 g/m³

SSVTA 1500 – 4000 mg/L

fd 0,15 g/g

Yn 0,12 gSSV/gNOx

Densidade de potência do aeróbio 5 W/m²

Densidade de potência do anóxico 8 – 13 kW/103.m³

Fonte: Adaptado de Metcalf and Eddy (2003)

Vazões

Para a definição das porcentagens de vazão de afluente a ser introduzida em cada

conjunto de reatores, levou-se em consideração que houvesse DQO rapidamente

biodegradável suficiente nos reatores anóxicos a fim de haver desnitrificação.

As vazões utilizadas foram:

Conjunto 01: 4336,8 m³/d

Conjunto 02: 15679,2 m³/d

Conjunto 03: 10008 m³/d

Conjunto 04: 3336 m³/d

Balanço de sólidos geral

O balanço de sólidos de todo o sistema foi calculado conforme a equação 28:

Xr=(Q+Qr)× Xa

Qr(28)

Onde:

Q= vazão total do afluente a ser tratado na ETE (m³/dia)

38

Qr = vazão do reciclo

Xa = concentração de células, arbitrada em 3000 g/m³

Xr=(33360+0,6 ×33360)×3000

0,6 ×33360

Xr=8000 g /m ³

7.7.1 Conjunto de Reatores 01

O primeiro conjunto de reatores contempla um reator anóxico e um reator

aeróbio. O reator anóxico recebe uma parcela de afluente (13%), bem como a vazão de

reciclo. O esquema pode ser visualizado na figura 04:

Figura 04: esquema representativo do processo de alimentação escalonada.

Fonte: As Autoras

Apesar do reator anóxico ser anterior ao reator aeróbio, calculou-se

primeiramente o aeróbio, para que alguns dos parâmetros calculados pudessem ser

utilizados no dimensionamento do anóxico.

Reator Aeróbio

O reator aeróbio do conjunto 01 foi dimensionado utilizando os parâmetros de

projeto conforme a tabela 17, bem como os parâmetros apresentado na tabela 16.

39

Tabela 17: Parâmetros de projeto para o primeiro reator aeróbio.

Q13

(m³/dia)

θh

(horas)

θc

(dias)

h (m) Lado 1 (m) Eficiência

(%)

4336,8 4 15 4 10 85

Fonte: As Autoras

O volume do reator foi calculado conforme a equação 29

V=Q 13×θh (29)

Onde:

V = volume do reator aeróbio (m³)

Q13 = vazão de alimentação, correspondente a 13% da vazão total. (m³/dia)

θh = tempo de detenção hidráulica (horas)

V=4336,8 ×4

24

V=722,8m ³

A área do reator é dada pela equação 30:

A=Vh

(30)

Onde:

A = área do reator (m²)

V = volume do reator (m³)

h = altura do reator, arbitrada em 4 metros.

A=722,84

A=180,7 m ²

40

O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que um dos

lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.

Lado 2=180,710

Lado 2=18,07 metros

A taxa de utilização do substrato é obtida através da equação 31:

1θc

=Y ×U −kd (31)

Onde:

θc = idade do lodo (dias)

Y = coeficiente de produção da biomassa (gSSV/gDQO)

U = taxa de utilização do substrato (kg DBO/kgSVV.d)

kd= coeficiente de decaimento bacteriano (g/g.d)

U=( 14+0,088)×( 1

0,4 )U=0,3867 kg DBO /kgSVV .d

A relação alimento/ microrganismo pode ser obtida pela equação 32:

U = A /M × E100

(32)

Onde:

A/M = relação alimento/microrganismo (kg DBO/kgSVV.d)

E = eficiência do sistema, arbitrada em 85%.

AM

=0,38670,85

AM

=0,4549 kg DBO/kgSVV . d

41

A produção de biomassa no reator, causada pelas bactérias heterotróficas e

nitrificantes é dada pela equação 33:

Pxssv=Q ×Y ×(So−S)

1+kd ×θc+

f d × kd ×Q ×Y ×(So−S )×θc1+k d× θc

+Q ×Y n × NOx

1+kd ×θc+Q× SSV nb

(33)

Onde:

Pxssv = biomassa produzida pelas heterotróficas e nitrificantes (kg SSV/d)

So = substrato na entrada do reator aeróbio (mg/L)

S = substrato na saída do reator aeróbio (mg/L)

fd = Fração de biomassa que permanece da lise celular (g/g)

NOx = nitrogênio oxidado a nitrato (mg/L)

SSVnb = sólidos suspensos não biodegradáveis (mg/L)

Pxssv=4336,8× 0,4 × (352−52,8 )

1+0,088 ×15+

0,15 × 0,088× 4336,8 × 0,4 × (352−52,8 )× 151+0,088× 15

+ 4336,8× 0,12×321+0,088 ×15

+5,6 ,(mg / L)sosnlise celular . er . obtida pela equa iniciodo capnnntelodos ativados , paraque alguns dos par 4336,8 ×24,75

Pxssv=384116,1 gSSV /d

Pxssv=384,116 kgSSV /d

A produção de sólidos suspensos totais é dada por:

Pxsst= A0,85

+ B0,85

+C+Q×(SST O−SSV O) (34)

Onde:

A= primeira parcela calculada no Pxssv;

B= segunda parcela calculada no Pxssv;

C= terceira parcela calculada no Pxssv;

SSTo = Sólidos suspensos totais na entrada do sistema (mg/L)

SSVo = Sólidos suspensos voláteis na entrada do sistema (mg/L)

Pxsst=223,71910,85

+ 44,2960,85

+8,765+4336,8 ×(220−165)

Pxsst=238848,1 kg SST /d

42

A massa de SSV no reator foi calculada pela equação 36:

mSSV =SSV × Volume reator1000

(35)

Onde:

SSV = sólidos suspensos voláteis na entrada (165 mg/L)

mSSV =165 ×722,81000

mSSV =119,262 kg/m ³

O nitrogênio necessário para a síntese de novas de novas células corresponde a 12%

do SSV, conforme a equação 37:

mN ssv=Pxssv × 0,12× 1000

Q

(36)

Onde:

mNssv = Nitrogênio necessário para a síntese de novas células (kg/m³)

mN ssv=223,7191× 0,12× 1000

4336,8

mN ssv=6,19 kg N /m ³

A quantidade de oxigênio que será calculada para atender a necessidade de

satisfazer a respiração endógena, a nitrificação, a degradação da matéria orgânica e a

mistura do afluente, pode ser obtida pela equação 38:

m O2=Q × ( SO−S )

1000−1,42× Pxssv+4,57 ×

Q ×(N o−N )1000

(37)

Onde:

mO2 = vazão mássica de oxigênio necessária (kgO2/dia)

No = nitrogênio oxidável (mg/L)

N = nitrogênio na saída (mg/L)

43

m O2=4336,8 × (352−52,8 )

1000−1,42× 384,1161+4,57 ×

4336,8 ×(18,8−5)1000

m O2=1636,443 kgO2/d

m O2=68,18 kgO2/h

Os difusores escolhidos para fazer a transferência de ar ao sistema possuem as

seguintes características:

- Cerâmicos porosos;

- Formato de domo;

- Bolhas finas;

- Faixa de vazão: 0,85 – 4 m³/h;

- Eficiência de transferência: 40% para água pura, 20 % para esgoto;

- Profundidade: 3 a 6 metros.

A massa de O2 total a ser introduzida se dá pela razão da massa necessária de O2

por 0,2 (correspondente a eficiência dos difusores para esgoto ).

m O2total=mO2

0,2

m O2tota l=340,92 kgO2/h

m O2total=10,65 kmol

m O2total=238,65 m ³

O novo volume de O2, ajustado pela temperatura, se dá pela equação 39:

V 2=T 2×V 1

T 1 (38)

Onde:

V2 = volume de O2 ajustado com a temperatura de projeto (m³)

T2 = temperatura de projeto (Kelvin)

V1 = volume de O2 na temperatura de 0°C

T1 = temperatura no zero absoluto (Kelvin)

44

V 2=285,16 ×238,65

273,15

V 2=249,13 m ³

QO2=249,13 m ³ /h

A massa efetiva de ar a ser introduzida no sistema se dá pela razão da QO2 por

0,21, que corresponde à porcentagem de 21% de oxigênio no ar.

Qar=249,130,21

Qar=1186 , 342 m ³ /h

A massa especifica do ar se dá pela equação 40:

mAR=ρar ×Q ar

3600 (39)

mAR=1,23 ×1186,3423600

mAR=0,4065 kg/ s

A potência dos difusores é dada pela equação (41)

P=mAR× R ×T o

8,41× E×[( pS

pe)

0,283

−1] (40)

Onde:

P = potência do compressor (kW)

mAR = vazão mássica de ar (kg/s)

R = constante do gás (8,314 kJ/kmol)

TO = temperatura absoluta de entrada (K)

pe = pressão absoluta de entrada no compressor (1,54 atm)

ps = pressão absoluta de saída no compressor (1 atm)

E = eficiência do compressor (75%)

P=0,4065 × 8,314 ×285,168,41× 0,75

×[( 1,541 )

0,283

−1]P=19,86 kW

45

Usuario, 02/12/14,

O QUE VOCÊS CALCULARAM NÃO É MASSA ESPECÍFICA, MAS SIM VAZÃO MÁSSICA. APRESNTAR O CÁLCULO DA MASSA ESPECÍFICA E CORRIGIR.

P=26,62 HP

O número de difusores a ser colocado no tanque foi calculado pela seguinte

equação:

L=2× d+(n−1)× d (41)

Onde:

L = lado do reator (m)

d = distância entre os difusores (0,75 metros)

n = número de difusores

Para o Lado 1 com largura de 10 metros:

10=2× 0,75+(n−1)× 0,75

n=13 difusores

Para o Lado 2 com largura de 18,07 metros:

18,07=2× 0,75+(n−1)×0,75

n=24 difusores

O número total de difusores é de 312 difusores para o reator do conjunto 1.

A distância entre o último difusor e a parede é dada pela equação 42:

L=2×l+n × 0,75 (42)

Onde:

L = lado do reator (m)

n = número de difusores

l = distância entre último difusor e a parede (m)


10=2× l+13 × 0,75

l=0,125 metros

46


18,7=2× l+13× 0,75

l=0,035 metros

Para calcular a alcalinidade a ser adicionada ao sistema, utilizou-se a equação

43:

Aad=Ac−(Ap+ Aefl) (43)

Onde:

Aad = alcalinidade a ser adicionada (gCaCO3/m³)

Ac = alcalinidade consumida (gCaCO3/m³)

Ap = alcalinidade produzida (gCaCO3/m³)

Aefl = alcalinidade presente no efluente (100 gCaCO3/m³)

Para isso, devemos calcular o Ap e Ac, conforme as equações 44 e 45

Ap=3,57 × Nox (44)

Ac=7,14 × Nox (45)

Assim:

Ap=3,57 × 32

Ap=114,24 g CaCO 3 /m3

Ac=7,14 ×32

A c=228,48 gCaCO 3/m3

Substituindo na equação:

Aad=228,48−(114,24+100)

Aad=14,21 gCaCO 3/m3

Para passar para vazão mássica, multiplica-se pela vazão de entrada do reator e

divide-se por 1000:

47

Aad=14,21 × 4336,81000

Aad=61,63 kgCaCO 3/d

A alcalinidade adicionada será por bicarbonato de sódio (NaHCO3), assim:

1 eq-g de CaCO3 corresponde a 50 kg;

1 eq-g de NaHCO3 corresponde a 84 kg.

Aad=61,6350

Aad=0,36 kgCaCO3/d

m NaHCO3=0,36 ×84

m NaHCO3=30,67 kg NaHCO3

Reator anóxico

O reator anóxico do conjunto 01 foi dimensionado utilizando os parâmetros de

projeto conforme a tabela 18:

Tabela 18: parâmetros de projeto para o reator anóxico 01.

Q13

(m³/dia)

θh

(horas)

θc

(dias)

h (m) Lado 1 (m) Mistura de Potência

(kW/10³m³)

4336,8 4 15 4 10 8 – 13

O volume do reator anóxico foi calculado pela equação 29:

V=Q 13×θh (29)

Onde:

V = volume do reator anóxico (m³)

Q13 = vazão de alimentação, correspondente a 13% da vazão total. (m³/dia)

θh = tempo de detenção hidráulica (horas)

V=4336,8 ×4

24

V=722,8m ³

48


A=Vh

(30)

Onde:

A = área do reator (m²)


h = altura do reator, arbitrada em 4 metros.

A=722,84

A=180,7 m ²



Lado 2=180,710

Lado 2=18,07 metros

O balanço de sólidos do conjunto de reatores 01 foi calculado conforme a

equação 46

r 1× Q× X 1=Q ×r 2 × Xr (46)

Onde:

Q= vazão de afluente total (m³/dia)

r1 = razão da vazão de entrada

r2 = razão da vazão de saída

Xr = concentração de sólidos no sistema (g/m³)

X 1=(0,6 ×33360)× 8000

0,73 ×33360

X 1=6575,34 g /m ³

49

A parcela de biomassa correspondente ao SSVb, utilizado na equação de

determinação de A/M representa 40% de X1, que é a taxa de degradação obtida conforme

equação 50:

Taxa dedegradação=DQOrb

DQOb (47)

Taxa dedegradação=150352

Taxa dedegradação=0,42

Assim, a biomassa correspondente ao reator anóxico do conjunto 01 é:

SSVb=6575,34 × 0,40

SSVb=2630,136 g/m ³

A relação alimentação/ microrganismos do reator anóxico foi calculada pela

equação 33:

AM

=Q 13× SO anóxico

V anóxico × SSV b (48)

Onde:

A/M = relação alimento/microrganismo do reator anóxico (kgDQO/KgSSVb.d)

Q13 = vazão do efluente correspondente a 13% da vazão total (m³/dia)

Soanóxico = substrato de entrada do reator anóxico (mgDQO/L)

Vanóxico = volume do reator anóxico (m³)

SSVb = biomassa do reator anóxico (gssv/m³)

AM

= 4336,8 × 352722,8 ×2630,136

AM

=0,80 kg DQOb/kg SSV b . d

Conforme Metcalf and Eddy (2003), os valores observados de SDNR para

reatores pré-anóxicos variam de 0,04 a 0,42 gNO3-N/gSSV.d.

50

Usuario, 02/12/14,

POR FAVOR, CALCULEM COMO ENGENHEIROS E/OU ALUNOS DE ENGENHARIA E NÃO FAÇAM CHUTES!!!

Obteu-se inicialmente um valor de SDNR20 pela figura 8-23 do Metcalf and

Eddy (2003), cujo valor foi de 0,3 kgNO3-N/kgSSV.d.

Corrigiu-se o valor de SDNR para a temperatura de 12°C, pela equação 52:

SDNR12=SDNR20 ×¿ (49)

Assim:

SDNR12=0,3 × ¿

SDNR12=0,24 kg NO3−N /kg SSV .d

A quantidade de NO3-N removido por dia é dada pela equação 53:

NO3−N=SDNR12× V × SSV b

1000

(50)

Onde:


SSVb = biomassa do reator anóxico (gssv/m³)

NO3−N=0,24 × 722,8× 2630,1361000

NO3−N=464,45 g /dia

Para calcular a energia de mistura no reator anóxico, utilizou-se a equação 51:

P=V × dP (51)

Onde:

P = potência de mistura

V = volume do reator anóxico

dP = densidade de potência (10 kW/10³m³)

P=722,8 ×10

103

P=7,23 kW

51

P=9,7 HP

Utilizar-se-á dois motores de 5 HP cada.

A tabela 19 apresenta um resumo dos resultados obtidos e as pranchas 05/16 e

06/16 apresentam os detalhamentos dos reatores.


Aeróbio Anóxico

Parâmetro Valor Parâmetro Valor

Volume (m³) 722,8 Volume(m³) 722,8

Área(m²) 180,7 Área(m²) 180,7

Lado 1(m) 10 Lado 1(m) 10

Lado 2(m) 18,07 Lado 2(m) 18,07

mNssv(N /m ³) 6,19 SSVb(g/m³) 2630,136

mO2(kgO2/h¿ 1908,19 A/Mb(kgDQOb/kgSSVb.d) 0,80

Px,sst¿) 238848,1 SDNR20(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,30

Px,ssv(kgSSV /d) 223719,1 SDNR12(kgNO3-N/kgSSV.d) 0,24

Potência dos difusores (HP)

26,62 Taxa de degradação (%) 0,42

Número total de difusores

312 Potência de mistura (HP) 9,7

7.7.2 Conjunto de reatores 02

O segundo conjunto de reatores contempla um reator anóxico e um reator

aeróbio. O reator anóxico recebe uma parcela de afluente (47%). O esquema pode ser

visualizado na figura 05:


52

Usuario, 02/12/14,

COMO ESTABELECERAM O PERCENTUAL??

Fonte: As Autoras

Reator Aeróbio


projeto conforme a tabela 20, bem como os parâmetros apresentados na tabela 16

Tabela 20: Parâmetros de projeto para o segundo reator aeróbio.

Q13

(m³/dia)

θh

(horas)

θc

(dias)


(%)

15679,2 4 15 4 10 85

Fonte: As Autoras

O volume do reator foi calculado conforme a equação 29:

V=15679,2 ×424

V=2613,2m ³


A=2613,24

A=653,3 m ²

O lado 2 foi calculado pela razão entre a área e o lado 1, foi definido que

um dos lados terá uma largura fixa, assim firmado em 10 metros.

53

Lado 2=653,310

Lado 2=65,33 metros


U =( 14+0,088)×( 1



AM

=0,38670,85

AM




Pxssv=15679,2×0,4× (352−52,8 )

1+0,088× 15+

0,15× 0,088×15679,2×0,4× (352−52,8 )×151+0,088× 15

+ 15679,2× 0,12× 321+0,088×15

+15679,25,6 ,(mgL ) sosnlise celular . er .obtida pela equa iniciodocapnnnte lodos ativados , paraque alguns dos par 15679,21515×24,75

Pxssv=1388728 gSSV /d


A produção de sólidos suspensos totais é dada pela equação 34:

Pxsst=808,830,85

+160,150,85

+31,69+15679,2 ×(220−165)

Pxsst=863527,7 kgSST /d


mSSV =165 ×2613,21000

mSSV =431,178 kg /m ³

54



mN ssv=808,83× 0,12 ×1000

15679,2





m O2=15679,2 × (352−52,8 )

1000−1,42× 1388,728+4,57 ×

15679,2 ×(18,8−5)1000

m O2=5916,371 kgO2/d

m O2=246,5155 kgO2/h




- Formato de domo;

- Bolhas finas;






m O2total=mO2

0,2

m O2total=1232,38 kgO2/h




55

V 2=285,16 ×862,8

273,15

V 2=900,7 m ³

QO2=900,7 m ³/h



Qar=900,70,21

Qar=4289,08 m ³/h


mAR=1,23×4289,083600

mAR=1,47 kg/ s

A potência dos difusores é dada pela equação 40:

P=1,47 × 8,314 ×285,168,41× 0,75

×[( 1,541 )

0,283

−1]P=71,78 kW

P=96,24 HP


equação 41:


10=2× 0,75+(n−1)× 0,75

n=13 difusores


65,33=2× 0,75+(n−1)× 0,75

n=87 difusores

56

O número total de difusores é de 1131 difusores para o reator do conjunto

2.



10=2× l+13 × 0,75

l=0,125 metros


65,33=2× l+13× 0,75

l=0,04 metros


43.

Para isso, devemos calcular o Ap e Ac, conforme as equações 44 e 45.

Assim:

Ap=3,57 × 32

Ap=114,24 g CaCO 3 /m3

Ac=7,14 ×32

Ac=228,48 g CaCO 3/m3

Substituindo na equação 43:

Aad=228,48−(114,24+100)



divide-se por 1000:

Aad=14,21 ×15279,21000


57




Aad=217,1250

Aad=4,34 kgCaCO3/d

m NaHCO3=4,34 × 84


Reator anóxico



Tabela 21: parâmetros de projeto a serem utilizados no dimensionamento do

conjunto 02.

Q13

(m³/dia)

θh

(horas)

θc

(dias)


(kW/10³m³)

4336,8 4 15 4 10 8 – 13


V=15679,2 ×424

V=2613,2m ³


A=2613,24

A=653,3 m ²



58

Lado 2=653,310

Lado 2=65,3 metros


equação 46:

r 1× Q× X 1=Q ×r 2 × X 2 (46)

Onde:




X1 = concentração de sólidos no Conjunto de reatores 01 (g/m³)

X 2=(0,73×33360)× 6575,34

1,2 ×33360

X 2=4285,72 g /m ³



equação 47:



SSVb=4285,72× 0,40

SSVb=1714,28 g/m ³


equação 48:

AM

= 15679,2 ×3522613,2 ×1714,28

59

Usuario, 02/12/14,

IDEM COMENTÁRIO ANTERIOR!

AM





SDNR12=0,39 ×¿

SDNR12=0,32 kg NO3−N /kg SSV . d


NO3−N=0,32 ×2613,2 ×1714,221000

NO3−N=1422,79 g/dia


P=2613,2 ×10

103

P=26,13 kW

P=35 HP

Utilizar-se-á sete motores de 5 HP cada.




Aeróbio Anóxico


Volume (m³) 2613,2 Volume(m³) 2613,2

Área(m²) 653,3 Área(m²) 653,3


Lado 2(m) 65,33 Lado 2(m) 65,3

mNssv(N /m ³) 6,19 SSVb(g/m³) 1714,28

60

Usuario, 02/12/14,

E AÍ??? O REATOR ANÓXICO É SUFICIENTE OU EXCESSIVAMENTE SUPERDIMENSIONADO. NÓS FIZEMOS UM EXERCÍCIO DESSES EM SALA DE AULA...







1131 Potência de mistura (HP) 35

Fonte: As Autoras


O terceiro conjunto de reatores contempla um reator anóxico e um reator

aeróbio. O reator anóxico recebe uma parcela de afluente (30%). O esquema pode ser



Fonte: As Autoras

Reator Aeróbio


projeto conforme a tabela 23, bem como os parâmetros apresentado na tabela 16.


Q13

(m³/dia)

θh

(horas)

θc

(dias)


(%)

61

10008 4 15 4 10 85

Fonte: As Autoras


V=10008 ×4

24

V=1668m ³


A=16684

A=417 m ²



Lado 2=41710

Lado 2=41,7metros


U =( 14+0,088)×( 1



AM

=0,38670,85

AM




62

Pxssv=10008×0,4 × (352−52,8 )

1+0,088× 15+

0,15×0,088×10008× 0,4× (352−52,8 )× 151+0,088×15

+ 10008× 0,12× 321+0,088×15

+100085,6 ,(mgL )sos nlise celular .er .obtida pelaequa inicio docapnnnte lodos ativados , paraque algunsdos par 15679,21515×24,75

Pxssv=886421,9 gSSV /d



Pxsst=516,270,85

+ 102,220,85

+20,22+10008 ×(220−165)

Pxsst=551187,9 kgSST /d


mSSV =165 ×16681000

mSSV =275,22 kg /m ³



mN ssv=516,27 × 0,12 ×1000

10008





m O2=10008 × (352−52,8 )

1000−1,42 ×886,42+4,57 ×

10008×(18,8−5)1000

m O2=3776,4 kgO2/d

m O2=157,35 kgO2/h




63

- Formato de domo;

- Bolhas finas;






m O2total=mO2

0,2

m O2total=786,75 kgO2/h




V 2=285,16 ×550,72

273,15

V 2=574,9m ³

QO2=574,9 m ³ /h



Qar=574,90,21

Qar=2737,7 m ³/h


mAR=1,23 ×2737,73600

mAR=0,938 kg/ s


64

P=0,938 × 8,314 ×285,168,41× 0,75

×[( 1,541 )

0,283

−1]P=45,83 kW

P=61,43 HP


equação 41:


10=2× 0,75+(n−1)× 0,75

n=13 difusores


41,7=2×0,75+(n−1)× 0,75

n=55 difusores




10=2× l+13 × 0,75

l=0,125 metros


41,7=2 ×l+13 ×0,75

l=0,225 metros


43.

Para isso, devemos calcular o Ap e Ac, conforme as equações 44 e 45:

Assim:

Ap=3,57 × 32

65

Ap=114,24 g CaCO 3 /m3

Ac=7,14 ×32

Ac=228,48 g CaCO 3/m3


Aad=228,48−(114,24+100)



divide-se por 1000:

Aad=14,21 ×100081000





Aad=142,2150

Aad=2,84 kgCaCO3/d

m NaHCO3=2,84 ×84


Reator anóxico



Tabela 24: parâmetros utilizados para o dimensionamento do conjunto 03.

Q13

(m³/dia)

θh

(horas)

θc

(dias)


(kW/10³m³)

10008 4 15 4 10 8 – 13


66

V=10008 ×4

24

V=1668m ³


A=16684

A=417 m ²



Lado 2=41710

Lado 2=41,7metros


equação 46:

r 1× Q× X 2=Q ×r 2 × X 3 (46)

Onde:





X 3=(1,2× 33360)× 4285,72

1,5 ×33360

X 3=3428,58 g /m ³



equação 47.

67



SSVb=3428,58 ×0,40

SSVb=1371,43 g/m ³


equação 48:

AM

= 10008 ×3521668 ×1371,43

AM





SDNR12=0,41 ×¿

SDNR12=0,33 kg NO3−N /kgSSV . d


NO3−N=0,33 ×1668 ×1371,431000

NO3−N=763,79 g/dia


P=1668 ×10

103

P=16,7 kW

P=22,4 HP

Utilizar-se-á cinco motores de 5 HP cada.

68

Usuario, 02/12/14,

OBTEVE-SE!




Aeróbio Anóxico


Volume (m³) 1668 Volume(m³) 1668

Área(m²) 417 Área(m²) 417


Lado 2(m) 41,7 Lado 2(m) 41,7

mNssv(N /m ³) 6,19 SSVb(g/m³) 1371,43








Fonte: As Autoras


O quarto conjunto de reatores contempla um reator anóxico e um reator aeróbio.

O reator anóxico recebe uma parcela de afluente (10%). O esquema pode ser



69

Fonte: As Autoras

Reator Aeróbio


projeto conforme a tabela 26 bem como os parâmetros apresentado na tabela 16.


Q13

(m³/dia)

θh

(horas)

θc

(dias)


(%)

3336 4 15 4 10 85

Fonte: As Autoras


V=3336×4

24

V=556 m ³


A=5564

A=139 m ²



70

Lado 2=13910

Lado 2=13,9 metros


U =( 14+0,088)×( 1



AM

=0,38670,85

AM




Pxssv=3336× 0,4× (352−52,8 )

1+0,088×15+

0,15×0,088× 3336×0,4× (352−52,8 ) ×151+0,088×15

+ 3336×0,12×321+0,088×15

+33365,6 ,(mgL )sos nlisec elular . er . obtida pela equa iniciodo capnnntelodos ativados , paraque alguns dos par15679,21515×24,75

Pxssv=295474 gSSV /d



Pxsst=172,090,85

+ 34,070,85

+6,74+3336 ×(220−165)

Pxsst=183729,3 kg SST /d


mSSV =165 ×5561000

mSSV =91,74 kg /m ³

71



mN ssv=172,09 × 0,12× 1000

3336





m O2=3336 × (352−52,8 )

1000−1,42×295,474+4,57 ×

3336 ×(18,8−5)1000

m O2=1258,8 kgO2/d

m O2=52,45 kgO2/h




- Formato de domo;

- Bolhas finas;





por 0,2 (correspondente a eficiência dos difusores para esgoto).

m O2total=mO2

0,2

m O2total=262,25 kgO 2/h

m O2total=8,19 kmol



72

V 2=285,16 ×183,57

273,15

V 2=191,64 m ³

QO2=191,64 m ³/h



Qar=191,64

0,21

Qar=912,57 m ³/h


mAR=1,23×912,573600

mAR=0,313 kg/ s


P=0,313 × 8,314 ×285,168,41× 0,75

×[( 1,541 )

0,283

−1]P=15,27 kW

P=20,48 HP

O número de difusores a ser colocado no tanque foi calculado pela equação 41:


10=2× 0,75+(n−1)× 0,75

n=13 difusores


13,9=2× 0,75+(n−1)× 0,75

n=18 difusores

73




10=2× l+13 × 0,75

l=0,125 metros


13,9=2× l+13 × 0,75

l=0,2 metros


43.

Para isso, devemos calcular o Ap e Ac, conforme as equações 44 e 45.

Assim:

Ap=3,57 × 32

Ap=114,24 g CaCO 3 /m3

Ac=7,14 ×32

Ac=228,48 g CaCO 3/m3


Aad=228,48−(114,24+100)



divide-se por 1000:

Aad=14,21 ×33361000

Aad=47,4 kgCaCO 3/d



74


Aad=47,450

Aad=0,95 kgCaCO3/d

m NaHCO3=0,95 ×84


Reator anóxico



Tabela 27: parâmetros a serem utilizados no dimensionamento do conjunto 04.

Q13

(m³/dia)

θh

(horas)

θc

(dias)


(kW/10³m³)

3336 4 15 4 10 8 – 13


V=3336×4

24

V=556 m ³


A=5564

A=139 m ²



Lado 2=13910

Lado 2=13,9 metros

75


equação 46:

r 1× Q× X 3=Q × r2 × X 4 (46)

Onde:





X 4=(1,67 ×33360)× 3428,58

1,77 ×33360

X 4=3214,3 g /m ³



equação 47:



SSVb=3214,3 ×0,40

SSVb=1285,72 g /m ³


equação 48

AM

= 3336 ×352556 ×1285,72

AM




76


SDNR12=0,42 ×¿

SDNR12=0,34 kg NO3−N /kg SSV .d


NO3−N=0,34 × 556 ×1285,721000

NO3−N=244,51 g/dia


P=556 ×10

103

P=5,56 kW

P=7,45 HP

Utilizar-se-á um motor de 10 HP.




Aeróbio Anóxico


Volume (m³) 556 Volume(m³) 556

Área(m²) 139 Área(m²) 139


Lado 2(m) 13,9 Lado 2(m) 13,9

mNssv(N /m ³) 6,19 SSVb(g/m³) 1285,72



77






Fonte: As Autoras

Para saber a quantidade de NO3-N no efluente final, utilizou-se o método usado

por Metcalf and Eddy (2003), apresentado na página 775.

A tabela a seguir mostra os valores com o método aplicado:

Tabela 29: valores do método Metcalf and Eddy.

Total NO3-N

Remoção

Anóx

Sobra anóx.

Sobra anóx corrigido

NO3-N prod.

NO3-N efluente

Reator 1 99,48 464,45 -364,97 0,00 160,40 160,40Reator 2 160,40 1422,7

9-1262,40 0,00 579,90 579,90

Reator 3 579,90 763,79 -183,90 0,00 370,15 370,15Reator 4 370,15 244,51 125,64 125,64 123,38 249,02

Efluente NO3-N= 4,67 mg/L

O valor da primeira linha da primeira coluna foi obtido pela seguinte equação:

NO3−N=Q ×r × 4,971000

(53)

Onde:

Q = vazão total do sistema

r = razão de reciclo (0,6)

A coluna 2 foi preenchida com os valores calculados de NO3-N removido, pela

equação 53, já apresentada anteriormente.

A coluna 3 é a subtração da coluna 1 pela coluna 2.

A coluna 4 é a correção dos valores da coluna 3, onde os negativos foram

substituídos por 0.

A coluna 5 é a subtração do PxSSV total menos a parcela A, destinada a síntese

de novas células.

A coluna 6 é a soma da coluna 4 com a coluna 5.

78

Usuario, 02/12/14,

SOBRA E REMOÇÃO DE QUE????

O valor de 4,67 mg NO3-N/L foi encontrado pela equação:

NO3−N final=NO3−N reator 4

1,6 ×Q total×1000 (54)

Obtendo-se assim uma eficiência considerável nos reatores anóxicos.

7.8 Remoção química de fósforo

A remoção de fósforo em ETEs pode ocorrer por processos físico-químicos

mediante o uso de sais de alumínio, a vantagem desse processo de remoção de fósforo é

a sua flexibilidade, podendo ser facilmente adaptado em unidades já existentes na

estação (MARGUTI, 2008).

Neste projeto optou-se pela técnica de precipitação química para remoção de

fósforo. Será utilizado Sulfato de Alumínio líquido, onde serão inseridas dosagens do

mesmo, no último reator, de forma a aproveitar a mistura. Também se fará

aproveitamento do sedimentador secundário para o precipitado.

Na dosagem de solução de Sulfato de Alumínio para a remoção de fósforo

seguiu-se o roteiro de cálculo como apresenta Metcalf & Eddy (2003):

1. Fórmula para Sulfato de Alumínio Líquido: Al2(SO4)3.:18H2O

2. Relação massa/volume: 48%

3. Densidade de solução: 1,2 kg/L

4. Relação Molar de Al:P para eficiência de remoção de 95%: 2,3

A concentração de fósforo a ser removida é estabelecida levando em conta a

redução do valor inicial em função da incorporação à biomassa nos processos

anteriores, encontrou-se:

P x SSV lodos=2954,74 kg P /d (54)

Para determinação da dosagem de solução de Sulfato de Alumínio utilizou-se

uma série de equacionamentos. O fósforo incorporado à biomassa representa 2% da

quantidade de biomassa produzida. Levando em consideração essa porcentagem,

encontra-se a quantidade de fósforo incorporado a biomassa, conforme descrito na

equação 55:

Pinc=Px , SSV x 0,0(55)

79

Usuario, 02/12/14,

APRESENTAR OS CÁLCULOS!

Onde:

Pinc: fósforo incorporado à biomassa (Kg P/d);

Px,SSV: biomassa produzida no reator aerado(Kg SSV/dia).

Pinc=2954,74 x0,02

Pinc=59,09Kg P

d

Segundo Metcalf e Eddy, 2003, pode-se considerar a concentração de fósforo na

entrada de 8 mgP/L. Para determinar o peso da solução do alumínio por litro, sabendo

que sua concentração é de 48% e a densidade da solução líquida é de 1,2 Kg/L, utiliza-

se a equação 56:

AL

=C x ρ (56)

Onde:

A/L: peso da solução (Kg/L);

C: concentração de alumínio na solução (%);

ρ: densidade do alumínio (Kg/L).

AL

=0,48 x1,2

AL

=0,58KgL

Para determinar o peso do alumínio por litro, considerando o peso molecular do

sulfato de alumínio de 666,5 e do alumínio de 26,98, utiliza-se a equação 57:

AlumL

= AL

x ( 2x malu

msolução)(57)

Onde:

Alum/L: peso do alumínio (Kg/L);

A/L: peso da solução (Kg/L);

malu: peso do alumínio;

msolução: peso da solução.

80

AlumL

=0,58 x ( 2x 26,98666,5 )

AlumL

=0,0466 Kg / L

Para determinar a quantidade de alumínio necessário utiliza-se a relação de 1

mol de Al para cada um mol Fósforo, desta maneira tem-se:

1 Kg Al=1 kmol P

X=1 kmol

Então tem-se:

1 Kg Al=30,97 Kg

X=26,98 Kg

X=0,87 Kg Al / Kg P

Com eficiência arbitrada em 95%, utiliza-se uma relação molar de Al:P:2,3,

desta maneira tem-se a quantidade de alumínio requerida por cada quilo de fósforo,

calculado pela equação 58:

Alumínio=R x ( X1 ) x( 1

AlumL )(58)

Onde:

Alumínio: quantidade de alumínio (L Al/Kg P);

R: relação molar;

X: alumínio necessário (L Al/Kg P);

Alum/L: peso do alumínio (Kg/L).

Aluminio=2,3 x ( 0,871 ) x ( 1

0,0466 )Aluminio=42,94 L Al /Kg P

81

Determina-se a vazão mássica de fósforo na entradae na saída e encontra-se a

concentração de fósforo, para determina-se a quantidade de sulfato de alumínio por dia

seguindo-se a equação 59:

Na entrada

ṁPentrada=[ P ] x Q0

1000 (59)

Onde:

ṁP entrada= vazão mássica de entrada do fósforo (KgP/d);

[P]= concentração de fósforo (mgP/L);

Q0= vazão máxima do efluente (m3/d).

ṁPentrada=8 x 33360

1000

ṁPentrada=266 , 88 kgP/d

Na saída:

ṁPsaída=ṁPentrada−Pinc (60)

Onde:

ṁP saída= vazão mássica na saída (KgP/d);

ṁP entrada= vazão mássica de entrada (KgP/d);

Pinc= fósforo incorporado à biomassa (Kg P/d).

ṁPsaída=266,88−59,09

ṁPsaída=207,79 kgP/d

Obtendo-se em concentração:

[ P ]=mPsaída∗1000

Q0 (61)

82

[ P ]=207∗100033360

[ P ]=6,23 g/m3

Com os dados acima e a vazão é possível determinar a quantidade de solução de

sulfato de alumínio por dia através da equação 62:

Alm=Q x Pe x Alumínio

1000(62)

Onde:

Alm: solução de sulfato por dia (L/d);

Q: vazão (m3/dia);

Pe: concentração fósforo na entrada (mg/L);

Alumínio: quantidade de alumínio (L Al/Kg P).

Alm=33360 x 6,23 x 42,941000

Alm=8924,34 L Al2 ¿¿

Considerando a Resolução CONSEMA 128/2006, para a faixa de vazão maior

que 10000m³/dia, a concentração de fósforo na saída da estação de tratamento deve ser

de no máximo 1mg/L e a eficiência de remoção de no mínimo 75%.

P = 6,23 mg/L

E = 95%

Psaída = 6,23 – (6,23 x 0,95) = 0,3115mg/L

Foi projetado para uma eficiência de remoção de 95%, resultando num valor de

0,3115 mg/L. Este valor fica dentro dos padrões estabelecidos por lei.

Os resultados gerais para a remoção química de fósforo realizada podem ser

observados na tabela 30:

Tabela 30: Resultados gerais para a remoção química de fósforo.

83

Parâmetro Valor

Biomassa produzida 2954,74 kgP/d

Fósforo incorporado à biomassa 59,09 kgP/d

Concentração de fósforo na entrada 8 mgP/d

Peso da solução do alumínio por litro 0,58 kg/L

Peso do alumínio por litro 0,0466 kg/L

Alumínio necessário 0,87 kg Al/Kg P

Eficiência 95%

Alumínio requerido 42,94 L Al/ kg P

Vazão mássica de fósforo na entrada 266,88 kg P/d

Vazão mássica de fósforo na saída 207,79 kg P/d

Sulfato de alumínio por dia 6,23 g/m3

Solução de sulfato de alumínio por dia 8924,34 L Al2(SO4)3/d

Fósforo na saída da estação 0,315 mg/L

Fonte: As Autoras

7.9 Sedimentador secundário

Segundo NBR 12209 e Von Sperling foram adotados alguns parâmetros de

projeto para os cálculos do sedimentador secundário.

Tabela 31: Parâmetros relativos ao dimensionamento do sedimentador

secundário.

Assim,

foi

possível calcular a área, volume e Tempo de Detenção Hidráulica do sedimentador

secundário, circular.

Área superficial do sedimentador:

84

Parâmetro Valor

Taxa de reciclo de lodo (R) 0,6

Taxa de Aplicação Hidráulica

(TAH)

28 m³/m².d

Taxa de Aplicação Superficial

(TAS)

144 kgSS/ m².d

As= QTAH

(63)

As= QTAS

(64)

Sendo:

As= Área superficial (m²)

TAH= Taxa de Aplicação Hidráulica (m³/m².d)

TAS= Taxa de Aplicação Superficial (kgSS/ m².d)

Segundo Von Sperling, deve-se utilizar a maior Área Superficial:

As= QTAH

As=3336028

= 1191,43m².

As = Q

TAS As=33360

144=231 , 67 m ².

Diâmetro do sedimentador:

D=√ 4 xAsπ

(65)

D=√ 4 x 1191,43π

D= 39 m

Para o dimensionamento do sedimentador secundário, foi adotada uma

profundidade de 4 metros, borda livre de 0,5 metros e uma inclinação nas paredes de

10%.

Altura de inclinação:

Hc=D /210

(66)

85

Hc= 1,95m

Onde:

Hc: Altura inclinada (m)

D: Diâmetro (m)

Volume do sedimentador

Para calcular o volume do sedimentador utiliza-se a equação (67):

V s=A × H t (67)

V s=1194,43× 4

V s=4778,36 m ³

Onde:

V s = volume do sedimentador (m³)

A= área do sedimentador (m²)

H t= altura da zona de lodo (m)

Tempo de Detenção Hidráulica

TDH=VQ

(68)

TDH=4778,3633360

TDH=3,43h

Onde:

V s = volume do sedimentador (m³)

Q= vazão do sedimentador (m ³s

)

TDH= tempo de detenção hidráulica (h)

Diâmetros das tubulações do sedimentador

O diâmetro interno ou área livre de escoamento é fundamental na escolha da

canalização já que, quanto maior a vazão a ser bombeada, maior deverá ser o Ø interno

86

da tubulação, a fim de diminuírem-se as velocidades e, consequentemente, as perdas de

carga. Para calcular os diâmetros das tubulações, usamos a equação de Bresse.

D=k √Qr (69)

Onde:

D = Diâmetro interno do tubo (m)

K = 1,2 - Coeficiente de custo de investimento x custo operacional. Usualmente

aplicasse um valor entre 0,8 e 1,5;

Qr = Vazão de reciclo, em m³/ s;

Diâmetro de tubulação de saída

Para a saída do sedimentador, obtém-se o seguinte diâmetro:

Ds=1,2√0,23

Ds=0,57 m

Foi adotada uma tubulação de diâmetro comercial de 600mm para a saída do

sedimentador.

Diâmetro de tubulação de entrada

Para a entrada do sedimentador, obtém-se o seguinte diâmetro:

De=1,2√0,386

De=0,74m

Foi adotada uma tubulação de diâmetro comercial de 700 mm para a entrada do

sedimentador.

Ângulo de inclinação do fundo do sedimentador

tgθ= 112

θ=4,76 °

87

Sendo:

θ= ângulo de inclinação do fundo do sedimentador (graus)

Carga de sólidos:

C S=(Qr+Q ) xSSV

As

(70)

Cs=(20016+33360 ) x 165

1194,6

Cs=7,37 kg SS/m ². d

Sendo:

SSV: Concentração de Sólidos Suspensos Voláteis (mg/l)

Qr: Vazão de reciclo ( m³/s)

Q: Vazão maxima de projeto ( m³/s)

Massa de lodo no sedimentador

Para calcular a massa de lodo, foi arbitrada uma eficiência de operação no

sedimentador de 50%.

Mlodo=QxSSTxE (71)

Mlodo=33360 x220 x 0,51000

Mlo do=3669,6kgd

Sendo:

Mlodo: Massa de lodo gerada (kg/d)


SST: Concentração de Sólidos Suspensos Totais (mg/l)

E: Eficiência de operação ( %)

Volume total de lodo no sedimentador

88

Para calcular o volume do lodo, é necessário adotar um teor de sólidos que se dá

pela relação teor de sólidos e de umidade. A relação adotada foi de 4% de sólidos e 96%

de umidade (Von Sperling e Gonçalves, 2001).

Vlodo= MlodoρxγxTs

(72)

Vlodo= 3669,61,2 x1000 x 0,04

Vlodo=76,45 m ³/d

Sendo:

Vlodo: Volume de lodo gerado (m³/d)

ρ= massa específica do efluente (kg/m³)

γ= peso específico (kg/m³)

Ts= (%)

Vertedouros de saída do lodo no sedimentador

Pelo tamanho do sedimentador, foi possível calcular a quantidade de vertedouros

de 1225 na circunferência de 122,5 m e também decidido o formato do vertedouro para

triangular.

Dimensionamento dos vertedouros

Vazão no vertedouro:

Qvert= Qtotalnum.vertedouros

(73)

Qvert=333601225

Qvert=3,15 x10−4 m ³/s

Altura dos vertedouros:

Q=1,4 H52 (74)

H=4,5 cm

Sendo:


H: Altura dos vertedouros ( cm)

89

Velocidade:

Q=vxA (75)A=bx h2

(76)

v= 3,15 x10−4

(0,1 x0,045)/2

v=0,14ms

Sendo:

v: Velocidade de passage no vertedouro (m/s)

b: base do vertedouro (m)

h: altura do vertedouro (m)

Q: vazão maxima de projeto (m³/s)

Segundo Von Sperling, a velocidade de passagem no vertedouro não deve

ultrapassar 2m/s, assim a velocidade calculada se enquadra neste parâmetro.

Seguem resultados do dimensionamento do sedimentador secundário na tabela

32 e visualizado na prancha 14/16.

Tabela 32: Resultados obtidos do sedimentador secundário.

Parâmetro Valor

Eficiência (E) 50%

Taxa de reciclo de lodo (r) 0,6

Carga de sólidos (Cs) 7,37 kg SS/m². d

Área Superficial (As)1191,43m²

Diâmetro (D) 39 m

Volume do sedimentador (Vs) 4778,36 m ³

Ângulo de inclinação do

fundo do sedimentador

4,76°

Tempo de detenção hidráulica

(TDH)

3,43h

Diâmetro da tubulação de entrada

(De)

700mm

Diâmetro da tubulação de entrada 600mm

90

(Ds)

Número de vertedouros 1225

Massa de lodo (Mlodo) 3669,6 kg/d

Volume de lodo (Vlodo) 76,45 m³/d

Fonte: As Autoras

7.10 Desinfecção química com cloro

As dosagens de cloro demandadas para a desinfecção dependem basicamente das

características do efluente a ser tratado e dos processos utilizados, conforme pode ser

visualizado na tabela 33 a seguir:

Tabela 33 – Dosagens de cloro recomendadas conforme processo de tratamento.

Fonte: Jordão & Pessôa

(2005).

O

cloro

empregado na desinfecção será na forma gasosa e a dosagem utilizada será de 8 mg/L

de cloro, conforme verifica-se na tabela 15, sendo o processo empregado de lodos

ativados. Através da equação 77 determina-se a quantidade de cloro necessária por dia.

D=Q . C (77)

Onde:

D: quantidade de cloro (Kg ClO2/dia;

Q: vazão (m3/dia);

C: dosagem de cloro (mg/L).

D=33360 x 0,008

91

Tipo do efluente (domésticos) Dosagem (mg/L)

Esgoto bruto 6 a 12

Esgoto bruto séptico 12 a 25

Efluente decantado 5 a 10

Efluente de precipitação química 3 a 10

Efluente de filtração biológica 3 a 10

Efluente de processo de lodos ativados 2 a 8

Efluente de filtros após tratamento

secundário

1 a 5

D=266,88 kgClO2/dia

O tanque de desinfecção será de nível constante, e para tanto o tempo de contato

estimado será de 40 minutos. O volume do mesmo será determinado através da equação x,

considerando a vazão em m3/min.

V=Q x θh

V=23,166 x 40

V=926,64 m3

Levando em consideração uma margem de segurança, o volume total considerado será

de 926,7 m3. A altura do tanque foi arbitrada em 4m e através da equação x foi definida a área

útil do tanque.

V=Au . h (78)Onde:

V: volume do tanque (m3);

h: altura do tanque (m);

Au: área útil do tanque (m2).

926,7=Au .4

Au=231,67 m ²

Com o valor da área é possível determinar as dimensões básicas como comprimento e

largura. Definiu-se uma relação 1,0 unidade de largura para a 9 unidades de comprimento. Desta

maneira, a equação x representa esta relação:

A=(1x l ) x (9 x l)(79)

l=√ A9

l=√ 231,679

l=25,7 m

92

Por se tratar de um processo de desinfecção, o tanque será mantido fechado para evitar

possíveis contaminações externas.

Na tabela 34 estão os resultados do dimensionamento do tanque de desinfecção e na

prancha 13/16.

Tabela 34: Resultados do dimensionamento do tanque de desinfecção.

Parâmetro Dimensionamento

Quantidade de Cloro (D) 266,88 Kg ClO2/dia

Volume do tanque (V) 926,7 m3

Área do tanque (A) 231,67 m2

Largura do tanque (L) 9,0 m

Comprimento do tanque (C) 25,7 m

Altura do tanque (h) 4 m

Fonte: As Autoras

7.11 Leitos de secagem

O lodo gerado na estação de tratamento é proveniente do sedimentador

secundário e da caixa de areia.

Segundo Jordão (2005), o lodo em condições normais de secagem poderá ser

removido do leito de secagem depois de um período de 15 a 20 dias, neste projeto

adotou-se 20 dias. O ciclo de operação (descarga, secagem e retirada do lodo do leito) é

de 30 dias (considerando inverno). O lodo no interior do reator apresenta um teor de

sólidos de 4%.

Para determinar o volume de lodo afluente gerado por dia utiliza-se a equação

77, considerando a massa de lodo e a produção estimada de lodo:

V= M10∗C

(77)

Onde:

V= volume gerado de lodo (m3/d)

M= massa de lodo (Kg/d)

93

C= produção estimada de lodo (%)

V=3669,610∗4

V=91 ,74 m3/d

Então, tem-se que o volume gerado a cada ciclo será encontrado através da equação 78:

V ger=V∗C (78)

Onde:

Vger: volume gerado a cada ciclo (m3);

V: volume gerado de lodo (m3);

Ci: quantidade de ciclos de operação.

V ger=91,74∗30

V ger=2752,2 m3

Para a definição da área de secagem, arbitrou-se um valor de altura que

corresponde a 0,3m e 0,3 m de borda livre. Através da equação 79, pode-se definir a

área de secagem:

A=V ger

h (79)

Onde:

A: área de secagem (m2);

Vger: volume gerado por ciclo (m3);

h: altura do leito de secagem (m).

A=2752,20,3

A=9174 m2

Através da equação 80 é possível determinar a taxa de aplicação resultante para

o leito de secagem.

94

TA=M∗CA

(80)

Onde:

TA: taxa de aplicação de lodo (Kg SST/m2dia);

M: massa de lodo (Kg/d)

Ci: quantidade de ciclos de operação;

A: área de secagem (m2).

TA=3669,6∗49174

TA=12 kgSST /m3 d

Para a ETE projetada serão construídos 5 conjuntos de leitos para o processo de

secagem do lodo, com área:

Aleito=An

(81)

Onde:

Aleito: área de cada leito de secagem (m2)

M: massa de lodo (Kg/d)

Ci: quantidade de ciclos de operação;

A: área de secagem (m2).

Aleito=9174

5

Aleito=1834,8 m2

Com uma altura de secagem de 0,3 m, uma altura do meio filtrante de 0,47m e a

borda livre de 0,3m arbitradas, encontrou-se a altura total de cada leito de secagem:

ht=0,3+0,47+0,3

ht=1,07 m

95

Na tabela 35 estão os resultados do dimensionamento dos leitos de secagem e a

visualização na prancha 15/16.

Tabela 35: Resultados do dimensionamento dos leitos de secagem.

Parâmetro Valor

Volume gerado de lodo 91,74 m3/d

Volume gerado a cada ciclo 2752,2 m3

Área de secagem 9174 m2

Taxa de aplicação 12 kg SST/m3d

Nº de leitos de secagem 5

Área de cada leito de secagem 1834,8 m2

Altura total de cada leito de secagem 1,07 m

Fonte: As Autoras

7.12 Dimensionamento das bombas

7.12.1 Bomba de alimentação dos reatores de lodo ativado

Através da equação de Bresse (69) obtemos o diâmetro das tubulações dos

reatores e suas respectivas velocidades de passagem, sendo que todas as tubulações

foram projetadas com material de PVC.

Diâmetro na tubulação de entrada:

De=K √Q

De=1,2√0,386

De=0,75m

Onde:

De = diâmetro de entrada no reator (m);

Q = vazão máxima de projeto (m³/s);

K = fator da fórmula de Bresse – fatores econômicos;

Como este diâmetro não existe comercialmente adota-se o diâmetro comercial

de 700mm para a tubulação de entrada.

Utilizando a equação de Hazen-Williams (82) para a perda de carga:

- Para o diâmetro 700mm (entrada):

96

J=10,65 x(Q1,85 )

C1,85 x D4,87 (82)

J=10,65 x(0,3861,85 )

1401,85 x0,74,87

J=0,0011m

Onde:

J= perda de carga (m)

Q=vazão total de projeto (m³/s);

C=coeficiente da perda de carga do PVC (140);

D=diâmetro na entrada do reator (m).

∆ hpl=JxL (83)

∆ hpl=0,0011 x253,5

∆ hple=0,28 m

Onde:

L= comprimento da tubulação do reator (m)

Diâmetro na tubulação de entrada no reator 1:

D 1=K √Q1

D 1=1,2√0,05

D 1=0,286 m

Onde:

Q = vazão de entrada no reator 1 (m³/s);


de 300 mm para a tubulação de entrada no reator 1.


- Para o diâmetro 300mm (Reator 1):

97

J=10,65 x(0,051,85 )

1401,85 x0,34,87

J=0,0016 m.c . a .

∆ hpl=JxL

∆ hpl=0,0016 x1

∆ hple=0,0016 m

Onde:



D 1=K √Q2

D 1=1,2√0,1815

D 1=0,51 m

Onde:






J=10,65 x(0,18151,85 )

1401,85 x0,54,87

J=0,0014 m

∆ hpl=JxL

98

∆ hpl=0,0014 x 1

∆ hple=0,0014 m

Onde:



D 1=K √Q3

D 1=1,2√0,116

D 1=0,41 m

Onde:






J=10,65 x( 0,1161,85 )

1401,85 x0,44,87

J=0,0018 m.c .a .

∆ hpl=JxL

∆ hpl=0,0018 x1

∆ hple=0,0018 m

Onde:



D 1=K √Q 4

D 1=1,2√0,0386

D 1=0,23m

99

Onde:





- Para o diâmetro 250mm (reator 4):

J=10,65 x(0,0381,85 )

1401,85 x0,2504,87

J=0,0024 m .c . a .

∆ hpl=JxL

∆ hpl=0,0024 x 1

∆ hple=0,0024 m

Onde:


Para o cálculo de perda de carga singular utilizou-se a equação:

∆ hps=ΣKsxv2

2g (84)

Onde:

∆ hps : perda de carga (m)

ΣKs : somatório dos coeficientes das singularidades

v: velocidade (m/s)

g: aceleração da gravidade (m²/s).

100

Tabela 36: Singularidades usadas na tubulação do sedimentador secundário até os

reatores

Singularidades Ks

2 Curvas de 90° 0,4

3 Tês de saída bilateral 1,8

4 Reduções 0,3

1 Entrada normal de

canalização

0,5

Σ Ks 7,4

Para a velocidade, foi utilizada a equação:

v=QA

Velocidade na entrada: ve= 0,386

πx 0,72

4

ve=1ms

Para a tubulação de entrada é considerado o valor total de singularidades ΣKs=

7,4.


∆ hpse=7,4 x12

2 x 9,81

∆ hpse=0,38m

Velocidade no Reator 1:

v1=0,71 ms

Para a tubulação no reator 1 ao 4 é considerado 1 entrada normal como

singularidade Ks= 0,5.


101

∆ hps1=0,5 x0,712

2 x9,81

∆ hps1=0,013 m


v2=0,92 ms


∆ hps2=0,5 x0,922

2 x9,81

∆ hps2=0,022 m


v3=0,92 ms


∆ hps3=0,5 x0,922

2 x 9,81

∆ hps3=0,022 m


v 4=0,78 ms


∆ hps4=0,5 x0,782

2 x9,81

∆ hps4=0,015 m

A perda de carga total da tubulação é a soma da perda de carga singular e a

perda de carga linear.

∆ htotal=∆ h singular+∆ hlinear (85)

∆ htotal=0,452+0,287

∆ htotal=0,739 m

102

Sendo a altura geométrica (hg) usada de 4m, calculou-se a Altura Manométrica

Total (Hm)

Hm=Hg+∆ htotal (86)

Hm=4,739 m

Potência hidráulica:

Ph=γxQxHm (87)

Ph=9810 x 0,386 x 4,739

Ph=17945 W

Sendo:

Ph= Potência hidráulica (Watts)

γ=¿ peso específico da água (9810 Nm³)

Hm= altura manométrica total (m)

Q= vazão total (m³/s)

Para o conjunto motor-bomba, considerou-se a equação 88:

Pmb=Phη

Onde,

Pmb= Potência motor-bomba

Ph= Potência hidráulica

η = rendimento (80%)


Pmb=179450,8

Pmb=22431,25 W ≅ 30,07 hp

Adotando-se assim, um conjunto motor-bomba com a potência de 30 hp para a

alimentação do lodo no sedimentador secundário.

103

7.12.2 Bomba para reciclo do lodo

Para o cálculo da bomba a ser usada para o reciclo, precisamos calcular

previamente o diâmetro da tubulação, com sua vazão de reciclo. Para isso usamos a

equação de Bresse (69):

Dr=1,2√0,6 x 0,386

Dr=0,577 m

Utilizamos um diâmetro comercial de 600 mm em PVC para esta tubulação.

Para calcular a velocidade, utilizamos a equação:

v=QrA

=0,82 m /s

Para calcular as perdas de carga, utilizamos a equação de Hazen-Willians (82).

J=10,65 x(Q1,85 )

C1,85 x D4,87

J=10,65 x( 0,6 x0,3861,85 )1401,85 x0,64,87

J=9,16×10−4 m

∆ hpl=JxL

∆ hpl=9,16×10−4 mx 153 m

∆ hpl=0,14m

Onde:

L= comprimento da tubulação do reciclo (m)

Perda de carga singular

Seguem na tabela 37 as singularidades utilizadas no cálculo das perdas de carga

no reciclo:

104

Tabela 37: Singularidades usadas na tubulação de reciclo

Singularidades Ks

3 Curvas de 90° 0,4

1 Entrada normal de

canalização

0,5

Σ Ks 1,7

Para o cálculo da perda de carga singular foi utilizado equação 84:

∆ hps=1,7 x0,822

2 x 9,81

∆ hps=0,058 m

Potência hidráulica da bomba de reciclo:

Sendo a altura geométrica (hg) usada de 4m, calculou-se a Altura Manométrica

Total (Hm):

∆ htotal=∆ h singular+∆ hlinear

∆ htotal=0,198 m

Hm=Hg+∆ htotal

Hm=4,198 m

Para a Potência Hidráulica utilizou-se a equação 87:

Ph=γxQxHm

Ph=9810 x 0,6 x0,386 x 4,198

Ph=9537,84 W

Para o conjunto motor-bomba, considerou-se a equação:

Pmb=Phη

(88)

Onde,

η = rendimento (80%)

105


Pmb=9537,840,8

Pmb=11922,3W ≅ 15,6 hp

Com isso, adota-se um conjunto motor bomba com a potência comercial de 15

HP recirculando o lodo do decantador secundário para o tanque dos lodos ativados.

8. CARACTERÍSTICAS DO EFLUENTE FINAL

O efluente final da Estação de Tratamento de Efluentes do município de

Candangolândia deverá atender aos padrões de lançamento estabelecidos na Resolução

CONSEMA 128/2006.

Para tanto, após o dimensionamento das unidades, se poderá comparar os valores

obtidos em projeto para os principais parâmetros, com os valores pré-estabelecidos na

Resolução, a fim de saber se o efluente final tratado atenderá ou não a norma quando

disposto no corpo hídrico receptor.

A tabela 38 abaixo apresenta os valores obtidos em projeto com os valores de

lançamento para uma vazão de 33.360,00 m³/d.

Tabela 38: Efluente final tratado e disposto ao corpo receptor.Parâmetro Efluente

bruto

Efluente

tratado

Resolução

CONSEMA 128/06

Condição

DQO (mgO2/L)

500 75 ≤150 Atende

Nitrogênio Amoniacal

(mg/L)

25 0 ≤20 Atende

Fósforo Total (mg/L)

8 0,31 ≤20 ou E=75% Atende

Fonte: As Autoras

9. CRONOGRAMA

106

As obras de implantação da ETE da cidade de Candangolândia terão duração de

9 meses. Nos dois primeiros realizar-se-á a preparação da área, o que inclui escavações

e possíveis detonações, visto as características geológicas locais. Estima-se que, nos

quatro primeiros meses de trabalho, aproximadamente 40% das obras civis já tenham

sido concluídas, o que inclui a construção da elevatória e canalizações. Nos cinco meses

seguintes serão realizados os 60% das obras civis restantes.

10. LISTA DE MATERIAIS E EQUIPAMENTOS

Abaixo tem-se a listagem dos principais equipamentos e materiais necessários

para a implantação da ETE.

• Barras de ferro com 0,0079m de diâmetro = 39 unidade

• Chapa de aço de 1,5x1, 0m = 1 unidade

• Aeradores superficiais de 5hp = 19 unidade

• Aerador superficial de 10hp = 1 unidade

• Difusores de ar = 2392 unidade

• Raspador mecanizado para raspagem e remoção do lodo do sedimentador

= 1 unidade

• Brita para leitos de secagem

• Concreto, areia, cimento e demais materiais para construção

• Tubulação de PVC de 250, 300, 400, 500, 600 e 700mm

• Dois conjuntos motor-bomba com 20 e 35hp

REFERÊNCIAS

ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas. NBR 12.209 – Projeto de Estações de

Tratamento de Esgoto Sanitário. Rio de Janeiro, abril, 2011.

AZEVEDO NETTO, José M. de; FERNANDES, M.F; ARAUJO, R Manual de

hidráulica. São Paulo: Editora Edgard BlücherLtda, 1998.

107

CONSEMA. Resolução N° 128/2006. Dispõe sobre a fixação de Padrões de Emissão de

Efluentes Líquidos para fontes de emissão que lancem seus efluentes em águas superficiais

no Estado do Rio Grande do Sul.

JORDÃO, Eduardo Pacheco; PÊSSOA, Constantino Arrruda. Tratamento de esgotos

domésticos. 3ed. - Rio de Janeiro: ABES, 1995.

JORDÃO, Eduardo Pacheco; PÊSSOA, Constantino Arrruda. Tratamento de esgotos


JORDÃO, Eduardo Pacheco; PÊSSOA, Constantino Arrruda. Tratamento deesgotos


METCALF & EDDY; TCHOBANOGLOUS, G.; BURTON, F. L.; STENSEL, H. D.

Wastewater engineering: treatment and reuse. 4. ed. Boston: McGraw-Hill, 2003.

SPERLING, MARCOS VON. Introdução à qualidade das águas e ao tratamento de

esgotos. 2 ed. - Belo Horizonte: Departamento de Engenharia Sanitária e Ambiental;

Universidade Federal de Minas Gerais; 1996.

SPERLING, MARCOS VON. Lodos Ativados. 2 ed. - Belo Horizonte: Departamento de

Engenharia Sanitária e Ambiental; Universidade Federal de Minas Gerais; 2002.

108

Projeto de ETE com alimentação escalonada

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