DIMENSIONAMENTO DE ADENSADORES POR GRAVIDADE

DIMENSIONAMENTO DE ADENSADORES POR GRAVIDADE Patricia Nasraui Nunes ( * ) Engenheira Químca;, mestre em Engenharia Hidráulica e Saneamento pela Escola Politécnica da Universidade de São Paulo; Engenheira da Divisão de Operação Oeste da Unidade de Negócios de Tratamento de Esgoto da Vice-Presidência Metropolitana de Produção da SABESP. Pedro Além Sobrinho Prof. Titular do Depto. de Engenharia Hidráulica e Sanitária da Universidade de São Paulo. Endereço (*): Av. Alm. Delamare, 3000 - Ipiranga São Paulo S.P. CEP: 04230-000 Brasil - Tel.: 55(11) 6120-2404 Fax: 55(11)6120-2432. e-mail: pnasraui@sabesp.com.br RESUMO O aumento de vazão na ETE Barueri de 4,4 para 7,0 m³/s em abril/2000 fez necessário o estudo sobre a operacionalidade dos adensadores por gravidade, entre outras unidades de tratamento. Entre os objetivos apresentados no trabalho sobre Adensamento de lodo primário por gravidade Estudo de caso: ETE Barueri (Nunes, 2001) está a comparação entre os parâmetros operacionais propostos nos manuais operacionais da ETE e as diversas metodologias propostas em literatura para determinação de área e altura requeridas para o adensamento do lodo. Utilizou-se para os ensaios coluna de sedimentação para verificação da velocidade de sedimentação das partículas, sendo característica para cada tipo de lodo. Portanto, baseados em cálculos matemáticos e ensaios de sedimentação, pode-se determinar a área e altura necessárias para qualquer tipo de lodo, que segundo as metodologias observadas como mais adequadas para o dimensionamento da área Hassett & Yoshioka pode ser utilizada também para lodo floculado, pois considera a operacionalidade do adensador, ou seja, as vazões de alimentação de lodo primário e de retirada de lodo adensado. Palavras-chave: Adensamento de lodo por gravidade, Dimensionamento de adensadores por gravidade, ETE, Tratamento de Esgoto. INTRODUÇÃO Adensador por gravidade é a unidade que tem como função adensar o lodo primário misturado ou não com o lodo biológico em excesso. No caso da ETE Barueri, o adensador recebe lodo primário à concentração média de 0,4% e vazão média de 110,8 L/s (dados obtidos do banco de dados da ETE de 08/99 a 10/00), gerando uma carga de 41,3 t/d de sólidos em suspensão. A ETE, desde o início de sua operação, apresentou problemas na unidade de adensamento devido à baixa captura de sólidos e baixa concentração de sólidos no lodo adensado, mesmo operando-se no limite de sua capacidade, ou seja, 04 adensadores. Com o aumento de vazão afluente, o adensamento por gravidade, aparentemente apresentou-se como um dos gargalos da estação, necessitando de avaliação. METODOLOGIA A metodologia utilizada para a execução desta parte do trabalho foi baseada em levantamento bibliográfico, levantamento de dados operacionais da ETE Barueri, ensaios em escala piloto e laboratoriais e, por fim, a avaliação dos resultados obtidos. 1

Os ensaios em escala piloto foram desenvolvidos em coluna de 1,0m de altura e diâmetro interno de 17cm. A coluna é de acrílico e graduada. As análises laboratoriais efetuadas foram de DQO e SST, de acordo com o Standard Methods 19ª. ed. Os ensaios de sedimentação requerem a utilização também de um cronômetro e bastante luminosidade, preferencialmente à luz do sol. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 1. Metodologias de determinação de área e altura Teoria de sedimentação / adensamento de partículas sólidas Os tipos de sedimentação que ocorrem no adensador por gravidade são: sedimentação por zona (tipo III) e compactação (tipo IV). Os tipos I (sedimentação livre) e II (sedimentação floculenta) ocorrem em unidades que precedem o adensamento do lodo. Kynch (1951) desenvolveu as equações que permitiram determinar a velocidade de sedimentação de partículas através de testes em batelada, sendo a velocidade função da concentração de sólidos. Porém, deve-se levar em consideração o ponto em que inicia-se o processo de compactação. Roberts, Wilhelm e Naide, e Bornea foram pesquisadores estudados que desenvolveram métodos de determinação desse ponto, chamado de crítico (ponto P na fig. 01). H 0 A Altura da interface H T h c B b OP P c a C TP D Fluxo de sólidos S m S B S C S A B C O t C Tempo Fig. 01 Curva de sedimentação: interface, H em função do tempo, t. O C A C B C L C u Concentração (C) Fig. 02 Curva de fluxo de sólidos devido a sedimentação em função da concentração de sólidos. Pode-se determinar a velocidade de propagação da interface entre as zonas A e B através da curva de fluxo de sólidos (fig. 02), onde U AB é representado pela reta de coordenadas (C A = 0, S A = 0) e (C B, S B ), ou seja, a inclinação da corda OB que, sendo positiva, resulta valor negativo a U AB, indicando subsidência entre as zonas A e B. U AB = S A - S B = - S B = - tg OB (1) C B - C A C B U AB pode ser observado também através da fig. 01, representada pela inclinação da corda AB: U AB = tg AB (2) 2

Kynch demonstrou que, no instante em que a camada de concentração C atinge a superfície da coluna de lodo (ponto P), o balanço de massa será: C o.h o.a = C P.t c. (v c + U c ). A (3) C P = C o.h o (4) h c + v c.t c Assim como: C o.h o = C P.H = C u.h u (5) De acordo com a equação (5), Kynch demonstra que é possível determinar-se a concentração em qualquer ponto da curva, cuja velocidade de sedimentação (v) é a inclinação da tangente a esse ponto. 1.1. Determinação de área Para a determinação da área unitária requerida para o adensamento de lodo, deve-se avaliar o ponto crítico da curva H x t. Com base na concentração calculada através da equação 5, determina-se a A u. Os pesquisadores que propuseram métodos de cálculo de área de adensamento estudados neste trabalho foram: Coe e Clevenger, Talmage e Fitch, Hassett e Yoshioka, Wilhelm e Naide. Dentre esses, os métodos propostos por Hassett e Yoshioka, e Coe e Clevenger, apresentam-se como os mais adequados, pois apresentam valores mais próximos dos observados na escala real. A determinação dos pontos críticos baseados nas metodologias dos pesquisadores estudados é extremamente subjetiva, dando margem a erros bastante consideráveis. 1.1.1. Metodologia de Coe e Clevenger Não requer a determinação do ponto crítico, sendo calculada a área em função da concentração em cada interface sólidolíquido, conforme a equação (5). Traçando-se a curva área unitária (m²/t/d) x velocidade de sedimentação (m/d), obtémse a área máxima requerida que será a área adotada para projeto. 1.1.2. Metodologia de Hassett e Yoshioka et. al. Esse método é equivalente ao método proposto por Coe e Clevenger, porém leva em consideração a operacionalidade do adensador. A análise do fluxo limitante ocorre por meio de gráfico de fluxo de sólidos, que é a somatória do fluxo devido à sedimentação e o fluxo devido à retirada pelo bombeamento do lodo adensado. A partir da concentração desejada no lodo adensado (C u ), traça-se uma tangente à curva de fluxo de sedimentação até o ponto de fluxo máximo (G m ), que corresponde ao fluxo possível de se processar em regime estável. O ponto tangente entre a curva de sedimentação e a tangente a G m será correspondente à concentração limitante C L, cuja velocidade de sedimentação v 2 = (H 1 H 2 )/t 2 representa a entrada à zona de compressão. O ponto mínimo de inflexão da curva de fluxo total será correspondente a G m. A partir daí, determina-se U: G m = G s + G u (6) G m = C L.v S + C L.Qu (7) A Sendo: U = Q u / A (8) Graficamente, chega-se a: G m = C u.u (9) C L.v S é o fluxo decorrente da sedimentação e C L.U é decorrente da retirada do lodo. Assim, determina-se qual deverá ser a vazão de retirada (Q u ) para atingir-se C u. Em um nível i do adensador, tem-se: G i = C i (v i + U) (10) 3

O valor mínimo de G i corresponderá à área necessária para o adensamento de uma massa de sólidos com concentração C i no tempo requerido, sendo que das equações 9 e 10, tem-se: C u.u = C i.v i + C i.u (11) C i.v i + G i (C i -C u ) = 0 (12) C u G i = C i.v i (13) 1 C i /C u 1 = (1/C i 1/C u ) (14) G i v i O fluxo máximo de sólidos que o adensador pode suportar corresponde àquele no qual se atinge a concentração desejada de sólidos no lodo adensado, cuja vazão de retirada por m² de área (U) seja adequada. Para isso, a velocidade de sedimentação das partículas deve ser igual à velocidade de retirada dos sólidos com a concentração C u. Fluxo de sólidos G m P R Gs = CL.vs Gu = U.CL Gm = Gs + Gu = Cu.U C L Concentração Cu Fig. 03 Curva de fluxo de sólidos devido a sedimentação (I), devido à retirada de lodo (II) e fluxo total (III). 1.2. Determinação da altura O método gráfico de determinação da altura do adensador depende da altura em que as partículas entram na zona de compressão. E. J. Roberts desenvolveu uma equação empírica para analisar a zona de compressão: log (D i - D ) = log (D c - D ) k. t i (15) onde: D i : fator de diluição (massa de líquido / massa de sólidos) no tempo ti D c : fator de diluição no tempo crítico, ou seja, na entrada da zona de compressão D : fator de diluição para um tempo infinito de adensamento k: constante de proporcionalidade; depende da densidade e viscosidade da suspensão e da altura crítica. Varia inversamente ao manto de lodo e à viscosidade da suspensão. O fator de diluição de uma suspensão uniforme pode ser dado pela equação: D o = ρ w - 1 (16) C o p 4

Sendo: ρ w : densidade da água C o : concentração inicial p: peso específico dos sólidos O fator de diluição de um lodo sedimentando no tempo t i é dado por: D i = ρ w. H i - 1 (17) C o H o p Sendo Hi: altura da interface. D é encontrado por tentativas e erros na curva plotada em gráfico mono-log de D i - D pelo tempo. Quando na zona de compressão estará traçada uma reta, e sua declividade será k. Corrigindo-se os valores função da zona de compressão obtido no teste em batelada, ter-se-á: (t u t c ). 1 + D H = ρ s ρ w (18) A u - (D c D u ) ρ w. k. H o A altura total será a somatória da altura da borda livre, zona de clarificação, fundo inclinado e a zona de adensamento calculada. Os autores adotam como sendo: borda livre = 0,3m, zona de clarificação = 0,3m e fundo inclinado = 0,6m. Qasin adota valores maiores de alturas para as fases do adensador: 0,6m para borda livre, 1,0m para a zona de clarificado e 1,5m para a zona de sedimentação. 2. Dados operacionais e de projeto De forma simplificada, observa-se na fig. 04 o fluxograma do lodo primário e diluição, prevista em projeto, fuindo o esgoto decantado para os tanques de aeração e o sobrenadante dos adensadores para o início do processo de tratamento. Q = 7,0m³/s Q = 7,683m³/s Decantador primário A = 1.710m² x 8 Gradeamento Efluente primário SST = 2.300mg/L Q = 0,135m³/s SST = 10.080mg/L EDW Q = 0,456 m³/s Q = 0,576m³/s SST = 357mg/L Adensador por gravidade A = 660,5m² x 4 Q = 0,015m³/s SST = 7,7% Fig. 04 Fluxograma simplificado do lodo primário com valores de projeto. Na tabela I estão apresentadas as massas de sólidos prevista em projeto e gerada na estação: 5

Tabela I - Dados operacionais e projetados dos decantadores primários - ETE Barueri Vazão afluente Vazão Carga de lodo Carga de lodo Carga de lodo Ano projetada (2) gerada (3) projetada (4) projetada (5) Diferença m³/s m³/s Kg SST/d Kg SST/d Kg SST/d % 1997 4,2-34.300 65.300-47 1998 4,6-31.000 71.500 69.628 57 1999 5,1-35.600 79.300-55 - 101.088 56 2000 6,5 (1) 7,2 44.600 (1) 123.180 139.256 64 2005-12,0-205.300 208.884-2010 - 16,0-273.700 278.512-2015 - 23,0-393.500 407.324-2020 - 24,2-414.000 421.250 - (1) Dados referentes aos meses de janeiro a novembro / 2000. (2) Plano Diretor de Esgoto Hidroservice Maio / 2000 (3) Carga real de lodo afluente aos adensadores por gravidade. (4) De acordo com o balanço de massa adotado pela Hidroservice: - Q projetada afluente ao decantador primário = 1,1. Q afluente - SST afluente = 300mg/L - Eficiência de remoção de sólidos = 60% Carga de lodo projetada = Q projeto * 86400 * 1,1 * 60% * SST (5) Engevix Latin Consult. Variação de parâmetros físicos em função da taxa de aplicação hidráulica Relação entre as taxas hidráulica e de sólidos e a carga no sobrenadante 140 120 100 80 60 40 20 0 0 5 10 15 20 Taxa de aplicação hidráulica (m³/m²/d) Taxa de Aplic. Sólidos (kg/m²/d) Captura (%) Tempo de detenção (h) Taxa de aplic. de sólidos 140 120 100 80 60 40 20 0 6 4 2 0 0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 Carga de sólidos no sobrenadante (kg/d) Taxa de Aplic. Sólidos (kg/m²/d) 18 16 14 12 10 8 Taxa de Aplic. Hidráulica (m³/m²/d) Taxa de aplic. hidráulica Fig. 05 Variação da taxa de aplicação hidráulica em função de diversos parâmetros. Fig. 06 Variação de carga de sólidos no sobrenadante em função das taxas de aplicação. Conforme observa-se nas figuras 05 e 06, o fator principal de controle de eficiência nos adensadores por gravidade é a taxa de aplicação hidráulica, cuja faixa de operacional tem sido entre 3 e 6 m³/m²/d. As taxas de aplicação hidráulica e de sólidos não interferem na concentração de sólidos no lodo adensado, sendo este função apenas da taxa de retirada, ou seja, a vazão de lodo adensado por área de adensamento. O valor proposto em literatura para taxa de aplicação de sólidos é de 100 a 150 kg/m²/d e concentração de sólidos no adensado de 5 a 10% (USEPA, 1979). Os valores obtidos para esses parâmetros foram de 17 a 21 kg/m²/d para TAS e de 4 a 5% de sólidos no lodo (1997 a 2000). 6

RESULTADOS OBTIDOS Foram realizados 28 ensaios na coluna de 1,0m, incluindo com adição de produtos químicos (por exemplo, o teste 17; a aplicação de produtos químicos não será tratada neste trabalho). Destes, foram avaliadas as metodologias estudadas em 5 dos testes, cujos resultados encontram-se na tabela II, comparando-se com os valores operacionais e de projeto. Tabela II Principais resultados obtidos nos cálculos de dimensionamento do adensador por gravidade. Testes 7 12 17 20 21 C o (kg/m³) 2,1 3,40 6,38 6,67 7,08 C u analisado (kg/m³) 12,5 28,0 18,6 13,5 31,6 A u (m²/t/d) 6,7 5,5 0,6 3,2 9,8 C L (kg/m³) 4,5 10,4 28,1 31,3 14,8 Hasset - Yoshioka Hasset - Yoshioka (Au máx.) Coe e Clevenger Altura (m) TAS (kg/m².d) 158,5 182,4 1660,0 312,5 101,5 TAH (m³/m².d) 74 54 260 47 14 U (m³/m².d) 22,64 12,16 41,5 7,81 5,08 C u (kg/m³) 7,2 15 40 40 20 A u (m²/t/d) 18,2 24,4 7,3-30,5 C L (kg/m³) 7,0 22,0 70,2-27,0 TAS (kg/m².d) 54,9 40,9 137,2-32,8 TAH (m³/m².d) 26 12 22-5 U (m³/m².d) 5,49 1,7 1,72-1,1 C u (kg/m³) 10 24 80-29 A u (m²/t/d) 6,7 25,1 7,4 3,7 30,8 C u (kg/m³) 7,2 24,1 80,2 41,8 28,9 Behn e Liebman 1,7 1,3 1,3 1,4 1,6 B. e L. com dados de Qasin 4,6 4,2 4,2 4,3 4,5 Tabela III Comparativo entre os dados de projeto e operacionais Área (m²) (1) 1981,5 Au (m²/t/d) 44,4 Valores atuais C o (kg/m³) 4,7 Taxa aplic. sólidos (kg/m²/d) 22,5 Taxa aplic. hidráulica (m³/m²/d) 4,8 Área (m²) (2) 2642 Altura (m) (3) 3,54 Valores de projeto Au (m²/t/d) 22,5 C o (kg/m³) 2,3 Taxa aplic. sólidos (kg/m²/d) 44,5 Taxa aplic. hidráulica (m³/m²/d) 19,3 (1) Correspondente a 03 adensadores por gravidade. (2) Correspondente a 04 adensadores por gravidade. (3) Correspondente à parte cilíndrica. Pelo fato do teste 17 ter sido feito com coagulante, ele apresentou velocidade de sedimentação mais elevada que os demais testes, embora o teste 20 tenha apresentado também velocidade elevada, deve-se considerar que o início do processo de sedimentação apresentou uma reta no gráfico concentração versus tempo, acarretando elevada velocidade de sedimentação, porém apresentou no final uma redução maior que no ponto 17. 7

CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES Quanto aos ensaios, observou-se que concentrações superiores a 1% não permitem a visualização da interface, pois a fase líquida apresentou-se bastante concentrada. Sendo assim, deduz-se que concentrações acima desse valor não apresentarão boa sedimentabilidade. Colunas com diâmetro maior do que 17 cm não são recomendadas para lodo com concentração acima de 0,7%, pois não é possível verificar a interface sólido-líquido. A metodologia de Coe e Clevenger é mais simplificada, porém não permite que se considere variação na vazão de retirada do lodo (U m³/m²/d) ou na concentração do mesmo (C u ), como possibilita a metodologia de Hassett e Yoshioka et al.; convém ressaltar que os resultados de ambos métodos são iguais quando a concentração do lodo adensado tende à máxima calculada. A determinação do ponto crítico fica prejudicada quando se obtém uma reta declinada na sedimentação, indicando a não observância da lei de Kynch (como é o caso do teste 20) e, portanto, difícil identificação do ponto crítico. Além desse fator, algumas vezes a determinação dos pontos críticos, de acordo com os diversos autores, é subjetiva, podendo acarretar falhas nos cálculos. Esse estudo requer a execução de ensaios a diversas concentrações, para averiguação da coerência nos resultados. Se normalmente se opera adensadores com taxas de aplicação de sólidos entre 100 e 150 kg/m².d, a área unitária será variável entre 6,7 e 10 m²/t/d, que são valores muito aquém do que se observa na operação dessas unidades. De acordo com as metodologias de Coe Clevenger e Hassett Yoshioka, a área unitária pode ser reduzida de 44 para cerca de 30 m²/t/d (tab. II, testes 12 e 21), já com margem de segurança, pois a massa de sólidos aplicada encontra-se bem abaixo do calculado. Para essa área unitária, seriam necessários dois adensadores por gravidade. O fator preponderante para a determinação da área unitária requerida para o adensamento não é a concentração de sólidos no lodo afluente, e sim a velocidade de sedimentação que este apresenta. Para a vazão afluente à ETE de 7,0m³/s (54.500kg/d de sólidos afluente ao AG), necessita-se ter em operação 3 adensadores, gerando uma A u = 36 m³/m²/d e TAS = 27,5 kg/m²/d, valores que apresentarão folga de vazão, pois para 3 adensadores, poder-se-á aplicar 66 t/d de sólidos, já que a A u obtida é de 30 m²/t/d. Nessa condição a vazão máxima suportada por 4 AG será de 11,1 m³/s: A u = 30,5m²/t/d; SSTafl. = 150mg/L; Eficiência DP = 60%; A = 660,5m² Q = 4*660,5/30,5*1000 = 11,1 m³/s 86400*0,6*0,15 A diferença entre o valor de carga gerada e projetada (última coluna da tab. I) indica que gera-se, em média, cerca de 53% menos lodo do que foi projetado (excetuando-se o valor referente à vazão projetada de 7,2 m³/s). Esses valores nos levam a crer que os adensadores estão super-dimensionados para as características que a ETE apresenta atualmente, reforçando a afirmação de que o aumento de vazão está enquadrado para os quatro adensadores, segundo o projeto. Quanto à altura dos adensadores, a metodologia de determinação proposta por Behn e Liebman (1963) leva em consideração a curva obtida pela sedimentação das partículas, relacionando a velocidade de sedimentação com o fator de diluição. Porém, os autores adotam valores de borda livre, zona de clarificação e zona de sedimentação bastante baixo. Devido a este fato, nos cálculos apresentados estão expostos os dois valores para cada parâmetro: de Behn e Liebman, e de Qasin (1985). Observa-se que a altura obtida com valores propostos por Qasin chega a ser três vezes superior à obtida pela metodologia proposta por Behn e Liebman (tab. II). Observa-se que a concentração obtida no dimensionamento não foi compatível com valores obtidos na estação, porém foram utilizados os valores máximos atingidos pelo cálculo de Coe e Clevenger. De acordo com os valores obtidos no teste 21, cuja concentração afluente (7,1 kg/m³) é aproximadamente igual à concentração calculada em função das alterações propostas na vazão de lodo primário, tem-se: A u = 30,5 m²/t/d, TAS = 32,8 kg/m²/d, TAH = 5 m³/m².d (para concentração C o ), U = 1,1 m³/m².d, serão necessários dois adensadores em operação (1321 m²): M sólidos = TAS * A = 32,8 * 1321 = 43.330 kg/d Q afluente = TAH * A = 5 * 1321 = 6605 m³/d = 76,4 L/s Concentração afluente = M / Q = 6,6 kg/m³. 8

Q adensado = U * A = 1453 m³/d = 16,8 L/s Q sobrenadante = Q afluente Q adensado = 59,6 L/s Valores compatíveis com o que se obtém atualmente. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS American Public Health Association (1995). Standard Methods for the Examination of Water and Wastewater. 19. ed. Washington. Consórcio Engevix Latin Consult (2000). Plano Diretor de esgotos da RMSP. ETE Barueri. Guidance Manual for Sewage Treatment Plant Process Audits (1996). Ontario: Ministry of Environment and Energy. Hidroservice (1987). PG. 6.6 área 6 Adensadores, digestores e gasômetro. São Paulo, SABESP. v. 6A. Kynch, G. J. (1951) A theory of sedimentation; Transactions of Faraday Society, 166-76. Masini, E.A. (1995). Efeito das dimensões de provetas no dimensionamento de espessadores. São Paulo. Doutorado. Universidade de São Paulo. Nunes, P.N. (2001) Adensamento de lodo primário por gravidade. Estudo de caso: ETE Barueri. São Paulo, 203p. Metcalf & Eddy (1991). Wastewater engineering: treatment, disposal and reuse. 3ª. ed. New York: McGraw Hill. Sewage Treatment Plant: self assessment report (1995). Ontario: Ministry of Environmental and Energy. Talmage, W.P. & Fitch, E.B. Determining thickener unit area. Industrial and Engineering Chemistry, v. 47, n. 1. Teixeira, L.C.G.M. (1999). Adensamento por gravidade de lodos produzidos em estações de tratamento de água. São Paulo. Dissertação. Universidade de São Paulo. US Environmental Protection Agency. Sludge thickening (1974). Process design manual for sludge treatment and disposal, p 4.1 4.12. Water Pollution Control Federation. Sludge thickening (1980). Manual of Pratice. N. FD 1. Facilities Development. Washington, D.C. cap. 3. Zheng, Y.; Bagley, D.M. (1998). Dynamic model for zone settling and compression in gravity thickener. Journal of Environmental Engineering, p. 953-8. 9