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ESCUELA POLITÉCNICA NACIONAL

FACULTAD DE INGENIERÍA QUÍMICA Y AGROINDUSTRIA

DISEÑO DE UNA PLANTA DE TRATAMIENTO PRIMARIO PARA LAS AGUAS RESIDUALES DE UNA CURTIEMBRE CON BASE EN

LA FLOTACIÓN CON AIRE INDUCIDO (IAF) EN UN CLARIFICADOR DE PLATOS INCLINADOS

PROYECTO PREVIO A LA OBTENCIÓN DEL TÍTULO DE INGENIERO QUÍMICO

JUAN FRANCISCO HIDALGO RUIZ

DIRECTOR: ING. JUAN XAVIER ARBOLEDA FAINI MBA

CO-DIRECTORA: ING. LUCÍA MARGARITA MONTENEGRO AGUAS

Quito, junio 2015

Escuela Politécnica Nacional (2015)

Reservados todos los derechos de reproducción

DECLARACIÓN

Yo, Juan Francisco Hidalgo Ruiz, declaro que el trabajo aquí descrito es de mi

autoría; que no ha sido previamente presentado para ningún grado o calificación

profesional; y, que he consultado las referencias bibliográficas que se incluyen en

este documento.

La Escuela Politécnica Nacional puede hacer uso de los derechos

correspondientes a este trabajo, según lo establecido por la ley de Propiedad

intelectual, por su Reglamento y por la normativa institucional vigente.

____________________________

Juan Francisco Hidalgo Ruiz

CERTIFICACIÓN

Certificamos que el presente trabajo fue desarrollado por Juan Francisco Hidalgo

Ruiz, bajo nuestra supervisión.

_______________________________ _______________________________

Juan Xavier Arboleda Faini Lucía Margarita Montenegro Aguas

DIRECTOER DE PROYECTO CODIRECTORA DE PROYECTO

AUSPICIO

La presente investigación contó con el auspicio financiero del proyecto T-164-

2014, que se ejecuta en el Departamento de Tratamiento de Aguas de

AFHidrotecnología.

.

AGRADECIMIENTOS

DEDICATORIA

i

ÍNIDICE DE CONTENIDOS

RESUMEN xiv

INTRODUCCIÓN xvi

1 REVISION BIBLIOGRÁFICA 1

1.1 Proceso de curtición 1

1.1.1 Generalidades 1

1.1.2 Recepción y conservación de la materia prima 2

1.1.3 Ribera 2

1.1.3.1 Remojo 3

1.1.3.2 Pelambre y calero 3

1.1.3.3. Descarnado y dividido 3

1.1.3.4 Desencalado y rendido 4

1.1.3.5 Piclado 4

1.1.4 Curtido 4

1.1.5 Escurrido y rebajado 5

1.1.6 Post-curtido 5

1.1.7 Desvenado, vacío y secado 5

1.1.8 Acabado 6

1.1.9 Efluentes líquidos generados en los procesos de curtición 6

1.2 Tratamientos para aguas residuales de la industria de la curtiembre 8

1.2.1 Generalidades 8

1.2.2 Tratamientos físico-químicos 9

1.2.2.1 Oxidación y precipitación de sulfuros 9

1.2.2.2 Precipitación de cromo 10

1.2.2.3 Coagulación y floculación 11

1.2.3 Tratamientos biológicos 12

1.2.3.1 Lodos activados 12

1.2.3.2 Reactores anaerobios 13

1.2.4 Floculación con aire inducido 13

1.2.4.1 Formación de las burbujas y distribución del tamaño 16

1.2.4.2 Transporte y adhesión de aglomerados 17

1.2.4.3 Parámetros de diseño 19

1.2.4.4 Relación aire a sólidos (A/S) 20 1.2.4.5 Mecanismo de inducción de aire 20

1.2.4.6 Tipo y concentración de floculante y coagulante 21

1.2.4.7 Diseño hidráulico de la cámara de flotación 23

2 PARTE EXPERIMENTAL 29

2.1 Caracterización de las aguas residuales de la curtiembre 29

ii

2.2 Diseño y construcción de una planta de tratamiento primario para las aguas

residuales de una curtiembre con base en la flotación con aire inducido (IAF)

a escala piloto 30

2.2.1 Dimensionamiento y construcción del sistema hidráulico 31

2.2.2 Diseño y construcción del proceso de homogenización 32

2.2.3 Diseño y construcción del eyector 35

2.2.4 Diseño y construcción del clarificador de platos inclinados 36

2.3 Evaluación de los parámetros de diseño del sistema de tratamiento primario

para las aguas residuales de una curtiembre a escala piloto 39

2.3.1 Determinación de la relación entre coagulante y floculante 39

2.3.2 Determinación de las concentraciones de coagulante y floculante 41

2.3.3 Determinación de las mejores condiciones de operación para el

tratamiento propuesto 42

2.4 Dimensionamiento de la planta de tratamiento primario para las aguas

residuales de una curtiembre con base en la flotación con aire inducido (IAF) 42

2.4.1 Dimensionamiento del tanque de homogeneización 43

2.4.2 Diseño del eyector y del sistema de aireación 43

2.4.3 Diseño del clarificador de platos inclinados a escala industrial 44

3 RESULTADOS Y DISCUSIÓN 45

3.1 Caracterización de las aguas residuales de la curtiembre 45

3.2 Diseño y construcción de una planta de tratamiento primario para las aguas

residuales de una curtiembre con base en la flotación con aire inducido (IAF)

a escala piloto 46

3.2.1 Dimensionamiento y construcción del sistema hidráulico 48

3.2.2 Diseño y construcción del proceso de homogeneización 49

3.2.3 Diseño y construcción del eyector 51

3.2.4 Diseño y construcción del clarificador de platos inclinados (CPI) 52

3.3 Evaluación de los parámetros de diseño del sistema de tratamiento primario

para las aguas residuales de una curtiembre a escala piloto 56

3.3.1 Determinación de la relación de coagulante y floculante en el

laboratorio 57

3.3.1.1 Evaluación del sulfato férrico 57

3.3.1.2 Evaluación del policloruro de aluminio (PAC) 58

3.3.1.3 Evaluación del sulfato de aluminio 59

3.3.1.4 Evaluación de la poliacrilamida aniónica 62

3.3.2 Determinación de la concentración de coagulante y floculante en la

planta piloto 67

3.3.3 Determinación de las condiciones de operación óptimas para el

tratamiento propuesto 73

3.4 Dimensionamiento de la planta de tratamiento primario para las aguas

residuales de una curtiembre con base en la flotación con aire inducido (IAF) 82

iii

3.4.1 Determinación del caudal de diseño 82

3.4.2 Diseño del tanque de homogeneización 83

3.4.3 Dimensionamiento del sistema hidráulico 84

3.4.4 Diseño del proceso de homogeneización 86

3.4.5 Diseño del proceso de flotación 88

3.4.5.1 Diseño del eyector 88

3.4.5.2 Diseño del clarificador de platos inclinados (CPI) 89

3.4.5.3 Diseño del sistema de aireación 91

3.4.6 Balance de masa en la planta de tratamiento a escala industrial 92

3.4.7 Metodología de operación de la planta de tratamiento primaria con

base en la flotación con aire inducido (IAF) 95

4 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 99

4.1 Conclusiones 99

4.2 Recomendaciones 101

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS 102

ANEXOS 112

iv

ÍNDICE DE TABLAS

PÁGINA

Tabla 1.1

Tabla 1.2

Tabla 2.1

Tabla 2.2

Tabla 2.3

Tabla 2.4

Tabla 2.5

Tabla 2.6

Tabla 2.7

Tabla 3.1

Tabla 3.2

Tabla 3.3

Tabla 3.4

Tabla 3.5

Tabla 3.6

Tabla 3.7

Tabla 3.8

Consumo de agua por proceso

Comparación entre diferentes tipos de floculantes para

aguas residuales de curtiembre

Plan de recolección del agua residual de la curtiembre

Parámetros de diseño para la determinación de la

velocidad de ascenso del aglomerado

Parámetros de diseño asumidos para el clarificador de

platos inclinados (CPI)

Concentraciones de coagulante en mg/L para las pruebas

de jarras

Concentraciones de floculante en mg/L para las pruebas

de jarras

Tratamientos de coagulante-floculante para diferentes

flujos de aire

Datos meteorológicos de la Estación Meteorológica para

el Aeropuerto de Ambato

Parámetros físico-químicos del agua residual de

curtiembre medidos in situ

Tamaño del flóculo para diferentes tratamientos de

coagulante-floculante

Tuberías y accesorios que se implementaron en la planta

de tratamiento piloto

Dimensiones del agitador estático de la planta piloto

Dimensiones del floculador hidráulico de la planta piloto

Dimensiones del eyector de la planta piloto

Dimensiones del clarificador de platos inclinados (CPI)

de la planta piloto

Turbidez remanente en el tratamiento del agua residual

8

12

29

30

36

40

41

41

44

46

47

48

49

50

51

53

v

Tabla 3.9

Tabla 3.10

Tabla 3.11

Tabla 3.12

Tabla 3.13

Tabla 3.14

Tabla 3.15

Tabla 3.16

Tabla 3.17

Tabla 3.18

Tabla 3.19

Tabla 3.20

Tabla 3.21

con Fe2(SO4)3


con PAC


con Al2(SO4)3

Resultados de las concentraciones de coagulante con las

que se obtuvieron las máximas remociones de la turbidez


de curtiembre con 210 mg/L de sulfato férrico y

diferentes concentraciones de poliacrilamida


de curtiembre con 60 mg/L de PAC y diferentes

concentraciones de poliacrilamida


de curtiembre con 170 mg/L de sulfato de aluminio y

diferentes concentraciones de poliacrilamida

Resultados de los tratamientos coagulante-floculante con

los que se obtuvo la máxima remoción de la turbidez

Turbidez remanente para diferentes flujos de aire con la

adición de 400 mg/L de Al2(SO4)3 y 19 mg/L de

poliacrilamida



poliacrilamida



poliacrilamida



poliacrilamida

Primera y segunda caracterización del agua residual de la

curtiembre

Concentraciones remanente de A&G para diferentes

flujos de aire a una concentración de 800 mg/L de

Al2(SO4)3 y 38 mg/L de poliacrilamida

57

58

59

61

62

63

64

66

68

69

70

71

74

74

vi

Tabla 3.22

Tabla 3.23

Tabla 3.24

Tabla 3.25

Tabla 3.26

Tabla 3.27

Tabla 3.28

Tabla 3.29

Tabla 3.30

Tabla 3.31

Tabla 3.32

Tabla 3.33

Tabla 3.34

Tabla 3.35

Tabla 3.36

Tabla 3.37

Tabla 3.38

Tabla 3.39

Concentraciones remanente de DBO5 para diferentes



Concentraciones remanente de DQO para diferentes



Concentraciones remanente de SST para diferentes flujos

de aire a una concentración de 800 mg/L de Al2(SO4)3 y

38 mg/L de poliacrilamida

Concentraciones remanente de sulfuros para diferentes



Comparación de los porcentajes de remoción obtenidos

con los flujos de 140 y 150 L/min de aire

Porcentajes de remoción obtenidos con base en el

tratamiento propuesto para varios parámetros físico

químicos

Dimensiones del tanque de homogeneización

Características de la bomba sumergible

Características de las bomba dosificadora de coagulante

Características de las bomba dosificadora de floculante

Tuberías y accesorios del sistema hidráulico

Dimensiones del agitador estático

Dimensiones del floculador hidráulico

Dimensiones del eyector

Dimensiones del clarificador de platos inclinados (CPI)

Características del sistema de aireación

Compresor de paletas que forma parte de Curtiduría

Hidalgo

Nomenclatura de equipos del tratamiento primario

propuesto

75

76

78

79

80

81

83

84

84

84

85

86

87

88

89

91

92

95

vii

Tabla 3.40

Tabla AII.1

Tabla AIII.1

Tabla AIII.2

Tabla AVI.1

Tabla AVI.2

Tabla AVI.3

Tabla AVI.4

Tabla AVI.5

Tabla AVI.6

Tabla AVI.7

Tabla AVI.8

Tabla AVI.9

Tabla AVI.10

Instrumentos de la planta de tratamiento primario

Parámetros físico químicos que se analizan en las

descargas líquidas de las industrias para la provincia de

Tungurahua

Pérdidas de carga secundarias en accesorios que forman

parte del sistema de tratamiento propuesto

Características de la bomba centrífuga de 0,75 kW

utilizada en la experimentación a escala piloto

Porcentaje de remoción de la turbidez para diferentes

concentraciones de sulfato férrico


concentraciones de PAC


concentraciones de sulfato de aluminio

Porcentaje de remoción de la turbidez para una

concentración de 210 mg/L de sulfato férrico y

deferentes concentraciones de poliacrilamida


concentración de 60 mg/L de PAC y deferentes

concentraciones de poliacrilamida


concentración de 170 mg/L de sulfato de aluminio y

deferentes concentraciones de poliacrilamida













97

117

121

122

140

140

141

141

141

142

142

142

143

143

viii

Tabla AVII.1

Código de colores para el transporte de fluidos en

tuberías

156

ix

ÍNDICE DE FIGURAS

PÁGINA

Figura 1.1

Figura 1.2

Figura 1.3

Figura 1.4

Figura 1.5

Figura 1.6

Figura 1.7

Figura 1.8

Figura 1.9

Figura 1.10

Figura 1.11

Figura 1.12

Figura 2.1

Figura 3.1.

Figura 3.2

Figura 3.3

Figura 3.4

Estructura histológica de la piel

Generación de agua residual en una curtiembre con

tecnología de fulón o bombo

Diagrama de bloques del proceso de curtición de la

Curtiduría Hidalgo

Procesos de separación de la materia suspendida. (a)

Adhesión a coloides, (b) adhesión a flóculos y (c)

encapsulamiento de las burbujas de aire

Corte transversal de un eyector de dos fluidos

Tanque de flotación en el cual se muestran la zona de

contacto y de separación.

Ángulo de contacto entre la burbuja y la partícula

suspendida

Agitador estático espiral

Floculadores hidráulicos en diferentes configuraciones

Sedimentador de platos inclinados de la Parkson

Corparation

Área efectiva de flotación en un clarificador de platos

inclinados (CPI)

Características de flujo dentro de una unidad IAF

Vista lateral del clarificador de platos inclinados (CPI)

Agitador estático de la planta piloto. (a) Vista lateral y (b) elemento agitador

Floculador hidráulico de la planta piloto

Eyector de la planta piloto (a) Vista lateral, (b) corte

transversal e (c) instalación dentro de la tubería

Clarificador de platos inclinados (CPI) de la planta piloto

1

6

7

15

16

17

18

22

22

24

25

27

38

49

51

52

53

x

Figura 3.5

Figura 3.6

Figura 3.7

Figura 3.8

Figura 3.9

Figura 3.10

Figura 3.11

Figura 3.12

Figura 3.13

Figura 3.14

Figura 3.15

Figura 3.16

Figura 3.17

Figura 3.18

Planta de tratamiento primario con base en la flotación con

aire inducido (IAF) a escala piloto

PID de la planta de tratamiento con base en la flotación con

aire inducido (IAF) a escala piloto

Turbidez remanente en el agua residual de curtiembre en

función a la concentración de sulfato férrico


función a la concentración de PAC


función a la concentración de sulfato de aluminio

Porcentaje de remoción de la turbidez para cada coagulante

en función a la concentración de coagulante

Turbidez remanente en función a la concentración de

poliacrilamida para una concentración de 210 mg/L de

Fe2(SO4)3 en aguas residuales de curtiembre


poliacrilamida para una concentración de 60 mg/L de PAC

en aguas residuales de curtiembre


poliacrilamida para una concentración de 170 mg/L de

Al2(SO4)3 en aguas residuales de curtiembre

Porcentaje de remoción de la turbidez para cada tratamiento

de coagulante en función a la concentración de floculante

Turbidez remanente en función al flujo de aire para una

concentración de 400 mg/L de Al2(SO4)3 y 19 mg/L de

poliacrilamida en aguas residuales de curtiembre










54

55

58

59

60

61

63

64

65

65

68

69

70

71

xi

Figura 3.19

Figura 3.20

Figura 3.21

Figura 3.22

Figura 3.23

Figura 3.24

Figura 3.25

Figura 3.26

Figura 3.27

Figura 3.28

Figura 3.29

Figura 3.30

Figura 3.31

Figura 3.32

Figura 3.33

Figura AI.1

Figura AI.2

Porcentaje de remoción de la turbidez en función al caudal

de aire para cada tratamiento coagulante-floculante

Porcentaje de remoción de A&G en función al flujo de aire

a una concentración de 800 mg/L de Al2(SO4)3 y 38 mg/L

de poliacrilamida

Porcentaje de remoción de DBO5 en función al flujo de aire


de poliacrilamida

Porcentaje de remoción de DQO en función al flujo de aire


de poliacrilamida

Porcentaje de remoción de SST en función al flujo de aire a

una concentración de 800 mg/L de Al2(SO4)3 y 38 mg/L de

poliacrilamida

Porcentaje de remoción de sulfuros en función al flujo de

aire a una concentración de 800 mg/L de Al2(SO4)3 y 38

mg/L de poliacrilamida

Consumo de agua en la Curtiduría Hidalgo

Agitador estático para la planta industrial

Floculador hidráulico para la planta industrial

Eyector para la planta industrial

Clarificador de plantos inclinados (CPI) para la planta

industrial

Balance de masa en el proceso IAF

Diagrama BFD de la planta de tratamiento primaria con

base en la flotación con aire inducido (IAF)

Diagrama PFD de la planta de tratamiento primaria con

base en la flotación con aire inducido (IAF)

Diagrama PID de la planta de tratamiento primaria con base

en la flotación con aire inducido (IAF)

NORMA NTE INEN 2 226:2000 (2000-01) Agua. Calidad

del agua. Muestreo. Técnicas de muestreo

NORMA NTE INEN 2 176:1998 (1998-08) Agua. Calidad

72

75

76

77

78

80

82

87

88

89

90

92

93

94

96

113

xii

Figura AIII.1

Figura AIII.2

Figura AIII.3

Figura AIII.4

Figura AIII.5

Figura AIII6

Figura AIII.7

Figura AIII.8

Figura AIII.9

Figura AV.1

Figura AV.2

Figura AVI.1

Figura AVI.2

Figura AVI.3

Figura AVI.4

Figura AVI.5

del agua. Muestreo. Diseño de los programas de muestreo

Tamiz de la planta de tratamiento piloto

Diagrama para calcular la velocidad de flujo aproximada en

tuberías

Número de elementos agitantes en función a la velocidad

del fluido y el número de Reynolds

Caída de presión en función a la velocidad del fluido

Regímenes de ruptura en el espacio de los parámetros Rel-

We

Área transversal de flujo del clarificador de platos

inclinados (CPI)

Vista superior del clarificador de platos inclinados (CPI)

Clarificador de platos inclinados (CPI)

Espesador del clarificador de platos inclinados (CPI)

Resultados de los análisis físico químicos del agua residual

de curtiembre antes del tratamiento IAF

Resultados de los análisis físico químicos del agua residual

de curtiembre después del tratamiento IAF para un flujo de

50 L/min de aire

Concentración remanente de los A&G en función al caudal

de aire para una concentración de 800 mg/L de Al2(SO4)3 y


Concentración remanente de los DBO5 en función al caudal



Concentración remanente de los DQO en función al caudal



Concentración remanente de los SST en función al caudal



Concentración remanente de los sulfuros en función al

caudal de aire para una concentración de 800 mg/L de

115

120

122

123

124

127

128

128

129

131

138

139

144

144

144

145

xiii

Figura VII.1

Figura VII.2

Figura VII.3

Figura VII.4

Figura VII.5


Hoja de datos de la bomba sumergible Myers de 0,75 kW

Hoja de datos de la bomba dosificadora de coagulante 60-

APAA-P77_M

Hoja de datos de la bomba dosificadora de floculante 62-

A21-BP2_M

Datos meteorológicos de la estación Aeropuerto de Ambato

en el periodo Agosto-Septiembre

Nomenclatura para la identificación de tuberías

145

149

151

152

154

156

xiv

ÍNDICE DE ANEXOS

PÁGINA

ANEXO I

Normas INEN para el muestreo 113

ANEXO II

Parámetros físico-químicos acordados entre la ASOCUR y la Dirección

Provincial del Ministerio del Ambiente

117

ANEXO III

Diseño a escala piloto 118

ANEXO IV

Norma ASTM D2035-13 Standard Practice for Coagulation-Flocculation Jar

Test of Water

135

ANEXO V

Resultados de los análisis de laboratorio antes y después del tratamiento

propuesto

138

ANEXO VI

Porcentajes de remoción de la turbidez y de los parámetros físico químicos

140

ANEXO VII

Diseño de la planta de tratamiento a escala industrial 146

xv

RESUMEN

El presente proyecto tuvo como objetivo el diseño de una planta de tratamiento

primario para las aguas residuales de una curtiembre con base en la flotación con

aire inducido (IAF) en un clarificador de platos inclinados (CPI), con el fin de

reducir los parámetros físico-químicos acordes a los porcentajes de remoción

presentados por la European Integration Pollution Prevention Control of Bereau

(EIPPCB) (2013) y la United Nations Industrial Development Organization

(UNIDO) (2011). Para el efecto, primero se caracterizó una muestra compuesta

en función a un cronograma de muestreo, esto debido a la irregularidad en las

descargas de los efluentes durante la manufacturación de la piel (p. 176; p. 11).

Posteriormente se diseñó y construyó una planta de tratamiento piloto con base a

la flotación con aire inducido, para la evaluación y determinación de los

parámetros de diseño y posterior dimensionamiento de la planta a escala

industrial. Se aplicó esta metodología por las características de los procesos de

flotación con base en aire inducido.

La determinación de los parámetros de diseño del sistema IAF propuesto se

realizó con base a pruebas de laboratorio y pruebas piloto. La evaluación del

coagulante se realizó en pruebas de jarras, donde se probaron tres coagulantes:

sulfato de aluminio, sulfato férrico y policloruro de aluminio en un rango de

concentraciones entre 50 mg/L y 230 mg/L y se seleccionó la concentración a la

cual se obtuvo la máxima remoción de la turbidez para cada coagulante.

La determinación de la relación coagulante-floculante se realizó en una prueba de

jarras, para lo cual se tomó la concentración de cada coagulante determinada en

las pruebas de jarras anteriores y se probaron, con cada una de estas, diferentes

concentraciones de floculante en un rango entre 6 y 12 mg/L. Se seleccionó el

tratamiento coagulante-floculante con el que se obtuvo la máxima remoción de la

turbidez y se determinó la relación entre el coagulante y floculante, que resultó ser

de 21:1 entre el sulfato de aluminio y la poliacrilamida aniónica.

xvi

La determinación de las concentraciones de coagulante y floculante se realizó en

la planta piloto, se probaron varios tratamientos coagulante-floculante a la relación

21:1 determinada en las pruebas de jarras y para estos tratamiento se probaron

diferentes flujos de aire entre 50 y 190 L/min. Se seleccionó el tratamiento

coagulante-floculante, que junto con el flujo de aire obtuvieron la máxima

remoción de la turbidez, que resultó 75,8 % de remoción de la turbidez para 800

mg/L de sulfato de aluminio y 38 mg/L de poliacrilamida.

La determinación de las mejores condiciones de operación para el tratamiento

propuesto se realizó en la planta piloto, para lo cual se tomó las concentraciones

de sulfato de aluminio de 800 mg/L y 38 mg/L, respectivamente, con las que se

probaron diferentes flujos de aire entre 50 y 190 L/min. Para cada tratamiento se

analizaron los siguientes parámetros físico químicos: A&G, DBO5, DQO, SST y

sulfuros y se seleccionó el tratamiento con el que se obtuvo la máxima remoción

de los parámetros mencionados, que fue del 63,5 % en A&G, del 66,7 % en la

DBO5, del 55,8 % en la DQO, del 74,6 % en los SST y del 98,7 % en los sulfuros,

para un caudal de 150 L/min de aire. Con este flujo de aire se calculó la relación

A/S de 20,8 y la velocidad de carga contaminante de 4,9 kg/h/m2.

Finalmente, se dimensionó una planta de tratamiento primario con base a la

flotación con aire inducido para una capacidad de 5,3 m3/h de agua residual de

curtiembre. La planta de tratamiento contempla un tanque de homogeneización de

39,3 m3; una bomba de captación de 1,5 kW; dos bombas de dosificación para el

suministro de 432 L/h de una solución de Al2(SO4)3 al 5,7 % y 170 L/h de una

solución de poliacrilamida aniónica al 0,1 %; tuberías y accesorios de PVC; un

agitador estático con 4 elementos de 5,8 cm de longitud cada uno; un floculador

hidráulico de 17,2 m; un eyector de dos fluidos de 2,4 mm de diámetro de salida y

9,4 cm de longitud; un CPI hecho de 310,6 L y un compresor tipo paleta de 22

kW.

xvii

INTRODUCCIÓN

El 76% de la industria de la curtiembre del Ecuador se concentra en la provincia

de Tungurahua, por lo que gran parte del impacto ambiental de dicha industria se

concentra en esta provincia (Ministerio de Industrias y Productividad, 2013, B092).

La industria de la curtiembre se caracteriza por el elevado consumo de agua e

importante generación de residuos sólidos. El promedio de consumo de productos

químicos en la manufacturación del cuero es de 442 kg/tphs (1 tphs=1 tonelada de

piel bruta, húmeda y salada) y gran parte de estos productos químicos no se

absorben por la piel, por lo que son arrastrados por los efluentes líquidos (Lorber

et al., 2007, pp. 68-72; Rivela, Bornhardt, Lorber, Vidal y Méndez, 2010, p. 87,

91).

La cantidad y calidad de las aguas residuales depende de los procesos internos

de cada empresa, pero de manera general el consumo de agua en una

curtiembre se encuentra entre 20 y 100 m3/tphs; en países desarrollados los

consumos no superan los 20 m3/tphs, mientras que en los países en vías de

desarrollo alcanzan los 100 m3/tphs. Se considera 60 m3/tphs como consumo medio

representativo. Entre el 45 y 50% de los efluentes totales corresponden al agua

de servicios industriales e insumos, entre el 25 y 30% se generan en la etapa de

ribera y el restante en la etapa de curtido y recurtido. Los efluentes generados en

la etapa de acabado son insignificantes en comparación a los otros efluentes

(Lorber et al., 2007, p. 69-72; Rivela et al., 2010, pp. 87, 88).

Las aguas residuales de las curtiembres se caracterizan por su alta concentración

de DBO5, DQO, sales, A&G, SST, NTK, alcalinidad, sulfuros, cromo total y

sulfatos. Las aguas residuales de la Curtiembre Hidalgo contienen una

concentración promedio de 20,8 mg/L de aceites y grasas, 1 761 mg/L de DBO5, 2

779 mg/L de DQO, 182 mg/L de SST y 0,5 mg/L de sulfuros. Es por esta razón el

Ministerio de Ambiente clasifica a las curtiembres como una industria de impacto

ambiental significativo. Cabe mencionar que durante los procesos de curtido y

xviii

recurtido los desechos que se forman contienen cromo trivalente en

concentraciones próximas a 106 mg/L, que pueden oxidarse a cromo hexavalente

que es considerado carcinógeno del grupo I por la International Agency for

Research on Cancer (IARC) (Ministerio del Ambiente, 2012, p. 136; Cuberos,

Rodríguez y Prieto, 2009, p. 279; Alzate y Tobón, 2004, p. 15).

El diseño y construcción de la planta piloto para la determinación de los

parámetros de evaluación del sistema y posterior diseño a escala industrial, se

debe a las características de los procesos IAF. En comparación con otros

procesos de flotación como la DAF (flotación con base a aire disuelto), los

procesos IAF se caracterizan por burbujas de diámetro mayores a 750 μm, esto

resulta en velocidades de ascenso del aglomerado (partícula-burbuja), por lo

menos, 10 veces mayor en comparación a los procesos DAF. Con velocidades de

ascenso elevadas el diseño de los procesos IAF, a partir de pruebas a escala

laboratorio, es innecesario o inútil (Shammas y Bennett, 2010, pp. 5, 10; Romero,

2004, p. 354).

Los sistemas de flotación frente a otros tratamientos primarios como

sedimentación o tratamientos químicos, alcanzan eficiencias superiores en la

remoción de contaminantes. Los procesos de flotación remueven un 30 % más

en A&G, DBO5 y SST y un 40 % más en sulfuros. Las ventajas de los procesos

IAF frente a otros métodos de flotación son: el aumento en la capacidad de

tratamiento, hasta 10 veces más que un proceso de flotación con base a aire

disuelto (DAF), la reducción de los tiempos de retención, hasta 15 veces menos

que un proceso DAF y la reducción de las dimensiones de los equipos. La

utilización de clarificadores de platos inclinados para el tratamiento de las aguas

residuales, aumenta en un 20 % la remoción de la DBO5 y en un 14 % la

remoción de los SST (EIPPCB, 2013, p. 179; Rubio, Souza y Smith, 2002, pp.

139-153; McKean, Bourke, Mitchell, Caplying y McKeown, 2010, pp. 123, 124).

1

1. REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA

1.1. PROCESO DE CURTICIÓN

1.1.1. GENERALIDADES

El proceso de curtición consiste en la transformación de la piel animal en cuero,

de esta manera adquiere propiedades físicas y químicas que mejoran las

cualidades del material, como: la textura, aspecto, impermeabilidad, resistencia a

la putrefacción, resistencia térmica, resistencia a la tracción y desgarro

(Covington, 2011, p. 2).

Previa a la descripción de los procesos de curtiembre es necesario describir la

estructura de la piel. La piel de bovino se procesa en la Curtiduría Hidalgo, en

donde se desarrolló el presente proyecto de titulación, ubicada en el sector el

Pisque Bajo en la provincia de Tungurahua. Esta piel está constituida por tres

capas: epidermis, dermis o corium y endodermis, como se observa en la Figura

1.1 (Navarrete, 2003, p. 130).

Figura 1.1. Estructura histológica de la piel (Covington, 2011, p. 30)

La epidermis es la capa exterior de la piel que constituye casi el 1% del espesor

total y es eliminada durante el proceso de pelambre (Navarrete, 2003, p. 130).

2

La dermis o corium está ubicada a continuación de la dermis, representa el 85%

del espesor total y está constituida por una capa papilar y una capa reticular de

fibras de colágeno. Es la capa que se transforma durante el proceso de curtición

(Navarrete, 2003, p. 131).

La endodermis es capa de unión entre la carne y la piel del animal, representa el

14% restante y se constituye por tejido conjuntivo laxo. Esta capa se elimina en el

proceso de descarnado (Navarrete, 2003, p. 131).

El proceso de curtición está compuesto por 3 etapas: ribera, curtido y post curtido

o recurtido. La etapa final, conocida como acabado, no forma parte de la

transformación de la piel, más bien, es un proceso de afinamiento. A continuación

se describen los procesos que atraviesa la piel en la Curtiduría Hidalgo, desde la

recepción de materia prima hasta el acabado (Covington, 2013, p. 94).

1.1.2. RECEPCIÓN Y CONSERVACIÓN DE LA MATERIA PRIMA

Las pieles de bovino son provistas por los diferentes camales del país y al llegar a

la curtiembre, entran en un proceso de curado para evitar su putrefacción. El

método más usado a nivel global es el salado; consiste en esparcir cloruro de

sodio en grano sobre las pieles para reducir el contenido de humedad y evitar la

proliferación de bacterias. Con el salado se logra reducir entre el 65 y 80% de

humedad de la piel (INTI, 2011, p. 9).

1.1.3. RIBERA

La transformación del cuero inicia con la etapa de ribera que tiene por objetivo

eliminar el pelo, remover la epidermis y endodermis, limpiar la piel. Esta etapa

está compuesta por varios subprocesos que se explican a continuación y se

llevan a cabo en cilindros de madera o acero inoxidable llamados fulones o

bombos (Covington, 2011, p. 95).

3

1.1.3.1. Remojo

El primer proceso de la etapa de ribera es el remojo en donde se limpia, rehidrata

y acondiciona la piel para recibir los productos químicos que se añadirán

posteriormente. El remojo tiene de dos a seis lavados, según el grado de limpieza

en el que se reciba la piel. Se caracteriza por el alto consumo de agua que se

encuentra entre 200 y 400% en peso de agua por cada lavado. Se emplean

principalmente agua y pequeñas cantidades de tensoactivos, bactericidas y

enzimas (Bhat y Chandni, 2010, pp. 3, 4; Ramanujam, Ganesh, Kandasamy,

2008, p. 4).

1.1.3.2. Pelambre y calero

El pelambre y calero consiste en la descomposición o remoción del pelo gracias a

compuestos sulfurados, como el sulfuro de sodio, en medio básico como la cal.

Este proceso se lleva a cabo en el mismo bombo del remojo. Gracias a la

presencia de la cal se remueven los componentes no colágenos, se

descomponen proteínas y grasas superficiales por hidrólisis alcalina, se separa la

estructura fibrosa y se hincha la piel. Cada proceso requiere entre 300 a 400 % en

peso de agua para asegurar la remoción de materia orgánica (Covington, 2011

pp. 112-153; Ramanujam et al., 2008, p. 4).

1.1.3.3. Descarnado y dividido

Las pieles pelambradas ingresan al descarnado, donde se retira la carne y grasa

de la piel de forma mecánica o manual mediante un cilindro provisto de cuchillas,

entre el 10-15% en peso de la piel cruda es removida. Se secciona el cuero

longitudinalmente mediante cuchillas de banda a lo largo de toda la dermis, el

subproducto se utiliza para fabricar gamuzón (Bhat y Chandni, 2010, pp. 3-5;

Beghetto, Zancanaro, Scrivanti, Matteoli y Pozza, 2013, p. 17; INDECOPI, 2011,

p. 7).

4

1.1.3.4. Desencalado y rendido

El desencalado consiste en reducir el pH, remover la cal y retirar el exceso de

agua de la piel. Este proceso se lleva a cabo en un nuevo fulón o bombo y

requiere el uso de ácidos débiles, como el ácido fórmico, sulfato de amonio,

enzimas, tensoactivos y una gran cantidad de agua. En el proceso de rendido se

añaden enzimas proteolíticas que catalizan la reacción de degradación de

proteínas no estructurales, como el pelo y las grasas. La cantidad de agua

añadida para cada proceso es de 200 % en peso de agua (Beghetto et al., 2011,

pp. 17, 18; Ramanujam et al., 2008, p. 4).

1.1.3.5. Piclado

Es el último proceso de la etapa de ribera, se lleva a cabo en el mismo bombo del

rendido y tiene por objeto acondicionar la piel para el siguiente proceso que

requiere de condiciones ácidas. Este proceso requiere al menos de 100 % en

peso de agua, cloruro de sodio, ácidos débiles y fuertes, como el ácido fórmico y

sulfúrico, respectivamente (Covington, 2011, pp. 177, 176; Ramanujam et al.,

2008, p. 5).

1.1.4. CURTIDO

Es el proceso donde la materia orgánica putrescible se transforma en materia

estable, que resiste la degradación de cualquier tipo de microrganismo. Se logra

mejorar también otras características como apariencia, tacto, olor y resistencia

térmica. El único método usado en la Provincia de Tungurahua es el curtido con

base en sales de cromo y el producto que se obtiene se conoce como “wet-blue”.

Para fijar el cromo a la piel se añade formiato de sodio y bicarbonatos. El curtido

se lleva a cabo en el mismo bombo del desencalado y piclado. donde se adiciona

un 200% en peso de agua (Moreno y Ramírez, 2006, pp. 29, 30, 32; Lorber et al.,

2007, p. 69).

5

1.1.5. ESCURRIDO Y REBAJADO

El escurrido es la remoción del contenido de agua del wet-blue, se realiza en

rodillos de presión y se alcanza extraer entre el 50 y 55% de humedad. El

rebajado es la reducción del espesor del cuero por medio de cuchillas sin fin,

hasta alcanzar los requerimientos necesarios (Bhat y Chandni, 2010, pp. 3-6;

Moreno y Ramírez, 2006, pp. 30, 31).

1.1.6. POST-CURTIDO

El post-curtido o también conocido como recurtido o teñido en el argot popular se

divide en tres subprocesos: recurtido, teñido y engrase que se ejecutan de

manera consecutiva (Beghetto et al., 2011, p. 20).

El recurtido tiene como finalidad elevar la temperatura de contracción, elevar la

concentración de cromo, intensificar el posterior teñido y elevar el punto

isoeléctrico para facilitar reacciones posteriores; para esto se añaden curtientes

sintéticos y sales de cromo. En el teñido se agrega la coloración al cuero por

medio de anilinas catiónicas o aniónicas, mientras que en el engrase se

proporciona suavidad, impermeabilidad, flexibilidad y resistencia, gracias a la

adición de grasas sintéticas y naturales. Toda la etapa de recurtido usa 500% en

peso de agua (Beghetto et al., 2011, p. 20; Covington, 2011, pp. 348-419; Lorber

et al., 2007, p. 69).

1.1.7. DESVENADO, VACÍO Y SECADO

Las operaciones siguientes tienen como finalidad retirar la humedad del cuero. El

desvenado además alisa al cuero de forma mecánica mediante rodillos. El vacío

remueve la humedad excedente en equipos del mismo nombre. El secado final

consiste en la exposición al sol y en marcos o toggling, que expanden y secan al

cuero (Moreno y Ramírez, 2006, p. 35; Alzate y Tobón, 2004, p. 19).

6

1.1.8. ACABADO

Son un conjunto de operaciones de superficie que tienen por objetivo mejorar las

propiedades físicas de la piel, cubrir imperfecciones, y añadir el efecto de moda

deseado. Se usan productos como: pigmentos, ligantes, penetrantes, lacas y

ceras (Moreno y Ramírez, 2006, p. 38).

1.1.9. EFLUENTES LÍQUIDOS GENERADOS EN LOS PROCESOS DE

CURTICIÓN

El consumo de agua en una curtiembre se encuentra entre 20 y 100 m3/tphs (1

tphs= a tonelada de piel cruda, húmeda y salada). Entre el 45 y 50 % de los

efluentes totales corresponden al agua de servicios industriales e insumos, entre

el 25 y 30 % a la etapa de ribera y el restante en la etapa de curtido y post-curtido.

Las curtiembres con tecnología de fulón o bombo presentan un consumo de agua

similar al representado en la Figura 1.2. La generación de las aguas de la

Curtiduría Hidalgo tienen un comportamiento similar al de la Figura 1.2 (Lorber et

al., 2007, pp. 69-72, Rivela et al., 2010, pp. 87, 88).

Figura 1.2. Generación de agua residual en una curtiembre con tecnología de fulón o

bombo (m3/tphs)

(Lorber et al., 2007, p. 70)

Ribera; 13

Curtido; 7

Recurtido; 5

Otros; 25

7

En la Figura 1.3 diagrama de bloques se presenta el proceso de curtición con

entradas y salidas en términos de los parámetros contaminantes.

Recepción

Pieles crudas

Conservación

Remojo

Pelambre y calero

Descarnado

Desencalado y rendido

Piclado

Curtido

Escurrido

Rebajado

Recurtido, teñido y engrase

Desvenado

Secado

Acabado

Sal en granoEfluente líquido: DBO, DQO y salResiduos sólidos: Grasa con materia orgánica

Agua, bactericidas, tensoactivos y enzimas

Efluente líquido: DBO, DQO, SS, ST, nitrógeno orgánico y sales

Piel fresca salada

Pieles hidratadas

Agua, sulfuro de sodio, cal y agua

Efluente líquido: DBO, DQO, SS, ST, N amoniacal, N orgánico, sulfuros, grasas-aceites y alcalinidadResiduos sólidos: Pelo, cal y lodo orgánicoPiel en tripa

Residuos sólidos: DBO, DQO, SS, ST, sulfuros y alcalinidadResiduos sólidos: Carnaza con cal y grasa con materia orgánica

Dividido

Agua, sulfato de amonio, ácido fórmico, bisulftito de

sodio, enzimas y tensoactivos

Flor

Efluente líquido: DBO, DQO, ST, N amoniacal y sulfuros

Agua, sal, ácido sulfúrico, ácido fórmico

Efluente líquido: DQO, SS, ST y acidez

Agua, sales de cromo

Efluente líquido: DBO, DQO, SS, sales de cromo, sulfatos y acidez

Wet-blue

Efluente líquido: cromo

Residuos sólidos: Virutas de cromo

Agua, recurtientes sintéticos, ácido fórmico,

Anilinas y grasas

Cuero teñido

Efluente líquido: DBO, DQO, SS, cromo, sulfatos, agentes de teñido y grasas

Efluente líquido: Agentes de teñido

Agua, pigmentos, ceras, ligantes, penetrantes,

lacas y resinas

Efluente líquido: DQO, SS, SD, pigmentos, grasas y residuos de productos de acabados

Cuero terminado

Cuero en crust

Agua

Residuos sólidos:Piel partida con cal

Vacío Eluentes líquidos: Agua

Figura 1.3. Diagrama de bloques del proceso de curtición de la Curtiduría Hidalgo (Alzate y Tobón, 2004, pp. 20, 21; Lorber et al., 2007, pp. 71, 72)

8

1.2. TRATAMIENTOS PARA AGUAS RESIDUALES DE LA

INDUSTRIA DE LA CURTIEMBRE

1.2.1. GENERALIDADES

Durante la cadena de producción de la Curtiduría Hidalgo, cada proceso requiere

de elevadas cantidades de agua, como se detalla en la Tabla 1.1, por ende se

genera una gran cantidad de agua residual y residuos sólidos (Lorber et al., 2007,

p. 63).

Tabla 1.1. Consumo de agua por proceso

Consumo

Proceso

Consumo de agua

(𝒎𝟑 𝒅𝒆 𝒂𝒈𝒖𝒂

𝒕𝒐𝒏 𝒅𝒆 𝒑𝒊𝒆𝒍 𝒇𝒓𝒆𝒔𝒄𝒂)

Aporte de cada

proceso (%)

Ribera 13,9 55,6

Curtido 3,3 13,2

Post-Curtido 7,8 31,2

TOTAL 25,0 100,0

(Curtiduría Hidalgo, 2014, p. 1)

Previa a la elección de un tratamiento para los residuos, efluentes y emisiones

industriales se debe partir de la gestión integrada de residuos, que inicia con la

prevención, reciclaje, tratamiento y finalmente la disposición de los

contaminantes. La estrategia de producción más limpia se encuentra dentro de la

prevención y reciclaje siendo la opción que más se ajusta a la realidad de la a

pequeña y mediana industria (Lorber, 2007, pp. 341, 342; Rivela, Feijoo y

Méndez, 2007, p. 380).

Los tratamientos de aguas residuales implementados en las curtiembres son:

físico-químico y biológico, y en varios casos una combinación de los dos que

permiten alcanzar mayores eficiencias en el desarrollo general de la planta de

tratamiento (Artiga, 2005, pp. 1-9).

9

1.2.2. TRATAMIENTOS FÍSICO-QUÍMICOS

Los tratamientos físico-químicos son indispensables, esto debido al alta carga

contaminante de los efluentes que se deben reducir para el posterior tratamiento

biológico, en este punto es necesario: desbaste de sólidos gruesos y finos,

eliminación de sulfuros, homogeneización, tratamiento químico (coagulación-

floculación, precipitación de cromo), sedimentación y deshidratación de lodos

(Artiga, 2005, pp. 1-9).

1.2.2.1. Oxidación y precipitación de compuestos sulfurosos

La adición de sulfuro de sodio (Na2S), durante el proceso de pelambre, para la

separación del pelo genera residuos que secuestran oxígeno y en aguas con pH

menores a 8 hay el riesgo de liberar sulfuro de hidrógeno (H2S), gas letal para el

ser humano y causa número uno de accidentes en las curtiembres. Existen dos

métodos para la eliminación de los sulfuros: oxidación y precipitación química

(UNIDO, 2011, p. 11; Abia, Rejo y Vieira, 2003, p. 213).

Se puede emplear oxidantes fuertes como el permanganato de potasio (KMnO4) o

peróxido de hidrógeno (H2O2), como también el oxígeno del aire. Todos estos

tratamientos transforman el sulfuro en sulfato y azufre elemental (Salas, 2005, p.

53).

Abia et al. (2003) oxidan los compuestos sulfurosos de las aguas residuales de

curtiembre con KMnO4. La oxidación se lleva a cabo en medio alcalino (pH 8) y

se controla el pH con ácido clorhídrico diluido al 5 %. Para un kilogramo de S2-,

presente en el agua residual, se requiere 4,9 kg de KMnO4. Se añade 0,75 % en

peso de una solución de polímero aniónico, preparada al 0,2 % (w/w), para

separar los sólidos suspendidos (SS) y obtener 37,6 kg de residuos sólidos por

cada metro cúbico de agua residual. La eliminación que se obtiene es cercana al

100 %. La desventaja del procedimiento es la gran cantidad de químico que se

requiere, como también, la alta generación de residuos (pp. 216, 217).

10

Abia et al. (2003) repiten el procedimiento pero sustituyen el KMnO4 por H2O2, en

donde alcanzan similares remociones. Para un kilogramo de sulfuros, presente en

el agua residual, se requiere 12,9 L de solución de H2O2 al 30% en peso. Se

añade 1 % en peso de una solución de polímero aniónico, preparada al 0,2 %

(w/w), para separar los SS y obtener 1,1 kg de residuos sólidos por cada metro

cúbico de agua residual. La desventaja de esta oxidación es el incremento de la

temperatura durante la reacción (Abia,et al., 2003, p. 217).

La oxidación con aire ocurre en medio básico (pH 13) con la insuflación de 60 m3

de aire por cada m3 de efluente tratado. Se añade 3,2 mg de sulfato de

manganeso por cada mg de sulfuros para catalizar la reacción. Alcanzando una

remoción de sulfuros del 98,9% (Salas, 2005, pp. 52-54).

La precipitación se logra gracias a la baja solubilidad de los sulfuros al reaccionar

con iones metálicos. La reacción sucede en medio básico, a pH entre 8,5 y 8,0.

Para un kilogramo de sulfuros, presente en el agua residual, se requiere 8,7 kg de

sulfato férrico heptahidratado (Fe2(SO4)3). Se añade 2 % en peso de una solución

de polímero aniónico, preparada al 0,1 % (w/w), para separar los sólidos

suspendidos y obtener 9,3 kg de residuos sólidos por cada metro cúbico de agua

residual. La eliminación que se obtiene es del 100 % (Abia,et al., 2003, pp. 214-

216).

1.2.2.2. Precipitación de cromo

Entre el 30 y 40 % (w/w) del cromo, que se añade en el proceso de curtido, es

arrastrado junto con los efluentes líquidos ya que no se fija en su totalidad al

cuero. La precipitación se alcanza debido a la insolubilidad de las sales de cromo

en soluciones básicas. Moral (2011) trata los efluentes del curtido con sosa

cáustica (NaOH) 4 M. Se requiere de 6,7 g de NaOH para precipitar 1 L de agua

residual y obtener una remoción del 99,9 %. Ortiz (2013) compara tres agentes

precipitantes: hidróxido de calcio (Ca(OH)2), NaOH y carbonato de sodio

(Na2CO3). Con dosificaciones entre 2,3 y 3,3 g de Ca(OH)2 por cada gramo de

11

cromo trivalente se alcanzan remociones alrededor del 99,7 %; entre 2,6 y 3,5 g

de NaOH se llega a la misma eficiencia, pero los resultados son inestables al

variar parámetros experimentales. Se requieren dosificaciones cuatro veces

mayores en comparación al NaOH y Ca(OH)2 para alcanzar la misma eficiencia

(p. 39; p. 8).

1.2.2.3. Coagulación y floculación

El tratamiento químico consiste en la adición de productos químicos que

modifican la carga superficial de los coloides. Estos productos son coagulantes y

floculantes y facilitan la posterior separación física. La eficiencia del tratamiento

depende de la naturaleza del agua residual, coagulante y floculante (Safferman,

2010, pp. 3, 4).

Nazmul, Misbahuzzaman, Kamruzzaman y Chakrabarty (2011) comparan

diferentes tratamientos con los coagulantes: sulfato de aluminio (Al2(SO4)3),

cloruro férrico (FeCl3) y Ca(OH)2. Se prueban los coagulantes solos y en mezclas

1:1 en peso. Se alcanza una remoción del 100 % con 70 mg/L con cada una de

las mezclas Al2(SO4)3-Ca(OH)2 y Al2(SO4)3-FeCl3. Se obtienen remociones

menores al 100 % si los coagulantes actúan individualmente o con la mezcla de

los tres coagulantes (pp. 409, 415).

Banuraman y Meikandaan (2013) evalúan la eficiencia del Al2(SO4)3 y Fe2(SO4)3,

en forma individual y mezcla. La mezcla tiene una relación 1 a 1 en peso. Con 70

mg/L de la mezcla se remueve el 95 % de SST, 61 % de DBO5 y 80% de DQO

(pp. 120, 122).

Haydar y Anwar (2009) comparan los floculantes aniónicos y catiónicos en aguas

residuales de curtiembre. Para un concentración constante de 5 mg/L de

floculante se añade 100 mg/L de Al2(SO4)3, para el caso del floculante catiónico y

160 mg/L, para el caso del floculante aniónico, donde se obtienen los resultados

de la Tabla 1.2 (pp. 1035, 1039).

12

Tabla 1.2. Comparación entre diferentes tipos de floculantes para aguas residuales de

curtiembre

Porcentaje de remoción (%)

Parámetro físico-químico Sulfato de aluminio +

polímero catiónico

Sulfato de aluminio +

polímero aniónico

Turbidez 97,0 99,5

SST 93,5 96,4

DQO 36,3 48,4

(Haydar y Anwar, 2009, p. 1039)

El uso de floculantes en el tratamiento de las aguas disminuye el consumo de

coagulante en un mínimo del 50%. Con polímeros catiónicos, se requieren menos

dosificaciones de floculante, pero se corre el riesgo de reducir la eficiencia, ya que

los cationes del coagulante y polímero, entran en una competencia por los

espacios de los coloides del agua residual de curtimbre, reduciendo la eficiencia

de los dos químicos. Las remociones de contaminantes más altas se alcanza con

el floculante aniónico (Haydar y Anwar, 2009, p. 1040).

1.2.3. TRATAMIENTOS BIOLÓGICOS

Los tratamientos biológicos que se emplean para el tratamiento de las aguas

residuales de las curtiembres son aerobios, anaerobios y mixtos, a continuación

se presentan las investigaciones más destacadas (El-Bestawy, Al-Fassi, Amer,

Aburikba, 2013, pp. 46, 47).

1.2.3.1. Lodos activados

Vidal, Nieto, Cooman, Garjado y Bornhardt (2007) tratan el efluente de pelambre

mediante lodos activados y alcanzan una remoción del 99 % en la DBO5 y del

80% en la DQO, para aguas residuales con bajas velocidades de carga orgánica

(VCO), menores a 2 gDQO/L/d y una relación alimento/microorganismos (F/M)

13

entre 0,08 y 0,15, y un tiempo de retención hidráulico (TRH) de 1,1 días (pp. 186,

189, 192, 193).

Haydar, Aziz y Ahmad (2007) prueban lodos activados sobre los efluentes de una

curtiembre. Para una F/M de 0,4 y un TRH de 12 h, alcanzan una remoción del 94

% en la DBO5 y 84 % en la DQO. Por su parte, Umaña (2011) logra una reducción

del 80 % en la DQO y del 90 % en la DBO5, para aguas de curtiembre con

tratamiento primario previo. Se utiliza un TRH de1,2, una F/M de 0,3 y una VCO

de 0,2 gDQO/L/día (pp. 61-65; pp. 31, 73).

1.2.3.2. Reactores anaerobios

Song, Williams y Edyvean (2003) utilizan un reactor anaerobio de flujo ascendente

con relleno de biopelícula (UAFBR), para aguas residuales de curtiembre con

previa sedimentación. Para un TRH de 16 días y una VCO de 0,2 kgDQO/m3/día

se logra reducir la DQO en un 70 %, la DBO5 en un 78% y los SST en un 59 %.

Los resultados mejoran si el efluente del tratamiento anaerobio recibe un

tratamiento aerobio, se alcanzan remociones del 81, 87 y 60 % de DQO, DBO5 y

SST, respectivamente (pp. 587, 591, 597, 598).

Si se combinan los tratamientos aerobios y anaerobios se logran mejores

resultados. Muñoz y Herrera (2007) proponen un UAFBR seguido de un reactor

aerobio con relleno. Para aguas residuales de curtiembre con previa

sedimentación y un TRH del sistema de 3,1 días se alcanzan reducciones del

87.3% en la DQO y del 91.2% en la DBO5 (pp. 235, 238, 240).

1.2.4. FLOTACIÓN CON AIRE INDUCIDO

El proceso de flotación inició hace más de 2 000 años con los griegos, el objetivo

era separar los minerales de interés de la ganga. La industria minera emplea el

mismo principio con base en la flotación hasta la actualidad. El primer sistema que

14

se diseñó con base a la flotación con aire inducido fue realizado por Salman,

Picard y Ballot en 1905. En 1914, Callow innovó la inyección de aire, obtuvo finas

burbujas gracias al paso de aire a través de un difusor poroso. En la actualidad

las aplicaciones de los sistemas de flotación son varias como: purificación y

tratamiento de aguas residuales domésticas e industriales, remoción de

sustancias tóxicas, eliminación de olores, separación de bacterias, espesamiento

de lodos, separación de compuestos minerales, entre otras (Gregory y Edzwald,

2010, p. 9.45).

La flotación es un proceso de separación que se basa en la diferencia de

densidades, ocurre gracias a la inyección o generación de burbujas de gas (aire,

nitrógeno o dióxido de carbono) en el medio líquido, las burbujas chocan y se

adhieren a la sustancia o sólido que se pretende separar y forman aglomerados,

mediante los mecanismos que se observan en la Figura 1.4. Los sólidos o

sustancias que se extraen pueden ser materiales residuales o productos

industriales útiles, que por las características de la solución final se los puede

generalizar como coloides. (Gregory y Edzwald, 2010, p. 9.46; Metcalf, 2003, p.

419).

Existen 4 tipos de sistemas de flotación de acuerdo al proceso utilizado para

generar burbujas (Gregory y Edzwald, 2010, p. 9.46):

Aire disuelto (DAF): Las burbujas son generadas por la liberación de

presión de la solución saturada de gas (Crossley y Valade, 2006, pp. 480,

481).

Aire disperso o inducido (IAF): Las burbujas se generan mediante la

difusión de aire por medios porosos, aspersores o agitación mecánica a

presión atmosférica. Este sistema de flotación se empleó en el presente

trabajo (Gregory y Edzwald, 2010, p. 9.46).

Electrolítico (EAF): Las burbujas de gas hidrógeno y oxígeno se generan

por la electrólisis del agua (Backhurst y Matis, 2007, p. 431).

15

Biológico (BAF): Las burbujas de nitrógeno y dióxido de carbono se

generan por procesos de nitrificación y desnitrificación (Wang, Fahey y Wu,

2005, p. 433).

La IAF y la DAF son los procesos de flotación más difundidos en diversas áreas

industriales en donde se requiere la separación de componentes sólidos,

principalmente en la industria de la minería. La aplicación de la IAF en el

tratamiento de aguas residuales inició en 1970 debido a su elevada eficiencia en

la separación de sólidos suspendidos, aceites y grasas (Shammas y Bennett,

2010, pp. 2, 30).

Figura 1.4. Procesos de separación de la materia suspendida. (a) Adhesión a coloides, (b)

adhesión a flóculos y (c) encapsulamiento de las burbujas de aire (Shammas y Bennett, 2010, p. 4)

Las características físicas de las burbujas (mayores a 750 μm) y el régimen

hidráulico (véase Figura 1.12), dentro de la cámara de flotación para los sistemas

16

IAF, resultan en condiciones de operación diferentes con respecto a otros

sistemas de flotación. El proceso se caracteriza por bajos tiempos de retención

(menores a 5 min), alta turbulencia y alta demanda de aire (400 % en volumen del

flujo de aire) (Shammas y Bennett, 2010, pp. 5, 10, 29).

1.2.4.1. Formación de las burbujas y distribución del tamaño

Los sistemas IAF no presurizan ni saturan con gas la corriente de líquido, como a

diferencia de los sistemas DAF. En el presente trabajo la inducción del aire se

realiza por medio de un compresor y la formación de burbujas ocurre en la

cámara de mezclado de un eyector (Shammas y Bennett, 2010, pp. 29, 32).

La corriente de gas a gran velocidad se pone en contacto con una corriente de

agua dentro de un eyector de dos fluidos, como se observa en la Figura 1.5. Las

burbujas se forman durante la primera etapa de la inyección del gas, donde se

establece su forma y distribución del tamaño. El gas se inyecta y se encuentra

con el líquido que fluye transversalmente en la cámara de mezclado, el líquido

ejerce una fuerza de cizalla sobre las burbujas en formación y las fracciona (Omer

y Ashgriz, 2011, p. 500; Bai y Thomas, 2001, p. 1143).

Figura 1.5. Corte transversal de un eyector de dos fluidos (Shammas y Bennett, 2011, p. 33)

El tamaño de las burbujas depende del tipo de eyector, de la transferencia de

masa, de la presión que se ejerce sobre la superficie de las burbujas y del

17

proceso de ruptura y unión de las mismas, este último es función de la

turbulencia, frecuencia de colisión y presencia de impurezas (Lima, Zhu y

Rajaratnam, 2008, p. 283).

La Ecuación [1.1] relaciona el diámetro equivalente de la burbuja y la razón entre

el caudal de aire y el caudal de líquido(Agrawal, 2013, p. 46).

𝑑𝐵 = 4,3 ∗ 10−3 √𝑄𝑎

𝑄𝑤

3 [1.1]

Donde:

𝑑𝐵: diámetro equivalente de la burbuja (m)

𝑄𝑎: caudal del gas (L/min)

𝑄𝑤: caudal del líquido (L/s).

1.2.4.2. Transporte y adhesión de aglomerados

Las burbujas y los coloides entran en contacto en la zona del mismo nombre,

después se adhieren a los coloides y el aglomerado flota en la zona de

separación, como se puede ver en la Figura 1.6 solo entre el 30 y 40 % de las

burbujas se adhieren a los coloides (Hendricks. 2011, p. 171).

Figura 1.6. Tanque de flotación en el cual se muestran la zona de contacto y de

separación (Hendricks, 2011, p. 171)

18

La flotabilidad de los coloides se incrementan por los siguientes métodos:

adhesión de las burbujas a la superficie de las partículas y encapsulamiento de

las burbujas por las partículas, como se observa en la Figura 1.4. Las burbujas de

gas, al chocar con los coloides establecen entre sí fuerzas intermoleculares que

dependen de la naturaleza del coloide, éstas pueden ser: dipolo-dipolo, ion-dipolo

o de Van Der Waals. Es fundamental que la fuerza de adhesión entre coloide y

burbuja sea mayor a cualquier otra fuerza que impida la formación de los

aglomerados (Vargas, 2004, pp. 65, 66).

La medida de la fuerza de adhesión entre burbuja y coloide se representa

mediante el ángulo formado entre la superficie del coloide y la recta tangente a la

superficie de la burbuja, como indica la Figura 1.7. Este contacto depende de la

naturaleza del líquido y del coloide. Para coloides hidrofóbicos la fuerza de

adhesión con la burbuja será mayor que para coloides hidrofílicos. Los sólidos

suspendidos de los efluentes de curtiembre son proteínas de naturaleza hidrofílica

(Wang, Shammas, Selke y Aulenbach, 2010, pp. 68-70; Maron y Prutton, 2008, p.

824; Chang, 2007, pp. 453, 454).

Figura 1.7. Ángulo de contacto entre la burbuja y la partícula suspendida (Wang, et al., 2010, p. 69)

19

El proceso de flotación se describe con base a la ley de Stokes. Para un flujo

laminar la velocidad de ascenso del aglomerado burbuja-flóculo se calcula con la

Ecuación 1.2 (Maron y Prutton, 2008, pp. 66, 67).

𝑣𝐵𝐹 =𝑔∗(𝜌𝑤−𝜌𝐵𝐹)∗𝑑𝐵𝐹

2

18∗𝜇 [1.2]

Donde:

𝑣𝐵𝐹: velocidad de ascenso del aglomerado

𝑑𝐵𝐹: diámetro del aglomerado (m)

𝑣𝐵𝐹: velocidad de ascenso del aglomerado (m/s)

𝜌𝑤: densidad del agua residual (kg/m3)

𝜌𝐵𝐹: densidad del aglomerado (kg/m3)

𝜇: viscosidad dinámica del agua residual (sPa)

𝑔: aceleración gravitacional (m/s2)

Los sistemas IAF no presurizan el aire, por lo que la solubilidad del aire en el

medio líquido no es una variable de la cual depende el proceso de separación de

contaminantes (Shammas y Bennett, 2010, pp. 5, 31).

1.2.4.3. Parámetros de diseño

Los parámetros de diseño de los cuales depende la eficiencia de los sistemas de

flotación con base en aire inducido son los siguientes (Da Rosa y Rubio, 2004, p.

701; Painmanakul, Sastaravet, Lerjuntanakarn y Khaodhiar, 2010, p. 693):

Flujo de aire o relación aire a sólidos (A/S)

Mecanismo de inducción del aire

Tipo y concentración de floculante y coagulante

Diseño hidráulico de la cámara de flotación

pH

20

Shammas, Bennett (2010), Romero (2004), Da Rosa y Rubio (2004) indican que

los sistemas de flotación no pueden ser descritos por parámetros convencionales

de diseño o con base a pruebas de laboratorio, por lo que la experimentación se

debe asemejar, lo más posible, a las condiciones reales, para que los parámetros

de diseño sean reproducibles a escala industrial, condición que se logra en

pruebas a escala piloto (p. 5; p. 354; p. 701).

1.2.4.4. Relación aire a sólidos (A/S)

Es la razón entre la masa de aire por unidad de masa de sólidos presentes en el

agua residual, que se calcula con base en la Ecuación . La suma de los sólidos

suspendidos totales (SST) y los A&G puede considerarse como los sólidos del

agua residual. Si el flujo de aire es menor o mayor al óptimo, la eficiencia se

reducirá y se desperdiciará energía en caso de ser mayor. La cantidad de aire

necesaria en sistemas IAF es alrededor del 400 % del flujo de agua residual en

volumen (Shammas y Bennett, 2010, p. 14; Shammas, Wang, Selke y Aulenbach,

2010, p. 614; Wang et al., 2005, p. 437).

𝐴

𝑆=

𝑄𝑎 ∗ 𝜌𝑎

𝑄𝑤 ∗ ([𝑆𝑆𝑇] + [𝐴&𝐺]) [1.3]

Donde

𝐴 𝑆⁄ : relación aire a sólidos

[𝑆𝑆𝑇]: concentración de sólidos suspendidos totales (kg/m3)

[𝐴&𝐺]: concentración de aceites y grasas, respectivamente (kg/m3)

1.2.4.5. Mecanismo de inducción de aire

En el presente proyecto de titulación el aire es inyectado bajo presión porque se

tiene un mayor control en el flujo de aire (Suneetha y Raghuram, 2012, p. 442).

21

Lima et al. (2008) evalúa la eficiencia de eyectores de diferente diámetro de

salida. Encuentra que a medida que se reduce el diámetro de salida, disminuye el

diámetro medio de Sauter (SMD), incrementa la velocidad de ascenso y

disminuye el área superficial específica de la burbuja, características que

incrementan la eficiencia de remoción de los sistemas IAF (p. 288).

Habibzadeh y Gurbanov (2005) tratan agua residual mediante un sistema DAF

con el uso de un hidrociclón. El agua se inyecta a través de un eyector y se

prueban diferentes diámetros de salida, 3 y 7 mm. Se alcanzan mayores

remociones con el eyector de diámetro de 3 mm, 80 % en SST, 67 % en DQO y

67 % en A&G, frente a las remociones obtenidas con el eyector de 7 mm, 60 % en

SST, 54 % en DQO y 54 % en A&G (p. 73).

1.2.4.6. Tipo y concentración de floculante y coagulante

Los pretratamientos químicos con coagulantes y floculantes son empleados con

frecuencia para incrementar la eficiencia de los procesos de flotación. La

selección del tipo de coagulante y floculante está en función de la naturaleza del

agua residual, para aguas residuales de curtiembre se obtienen altas remociones

con sales de aluminio y fierro (Nazmul et al., 2011, p. 410; Banuraman y

Meikandaan, 2013, pp. 120, 122).

La mayoría de coloides del agua residual de curtimbre poseen carga eléctrica

negativa y los coagulantes que se evaluaron poseen carga eléctrica positiva. En el

rango de pH de 5 a 9, los iones Al3+ o Fe3+ se hidrolizan a iones hidroxilo

complejos mono y multinucleares, que tienen la capacidad de neutralizar,

absorber y desestabilizar las partículas suspendidas (Nazmul et al., 2011, p. 415).

El tiempo necesario para un mezclado rápido, donde se alcanza un contacto

efectivo entre el coloide y el coagulante, es menor a 1 s. Este contacto se logra en

agitadores estáticos, los cuales contienen varios elementos o platos huecos

inmóviles instalados dentro de una tubería, como se puede observar en la Figura

22

1.8. Estos elementos producen un cambio súbito en el patrón de velocidad como

también inversiones de momentum (Chen, Higgins, Chang, Hung, 2005, pp. 85,

86).

Figura 1.8. Agitador estático espiral (Davis, 2010, p. 6-30)

Los floculantes que junto con sales metálicas obtienen el mayor grado de

remoción son los de carga aniónica, como lo demuestran Haydar y Anwar (2009).

El tiempo requerido para que los grupos funcionales del floculante se adhieran a

los coloides es de 1 a 10 s. Este tiempo de residencia se alcanza en floculadores

hidráulicos, ilustrados en la Figura 1.9. Al dosificar el floculante al agua residual, la

mezcla debe recibir una agitación no superior a 755 rpm, para evitar la

destrucción del polímero (p. 85; Metcalf, 2003, p. 540; Dahlstrom, 2008, p. 79).

Figura 1.9. Floculadores hidráulicos en diferentes configuraciones (Da Rosa y Rubio, 2004, p. 703)

23

Painmanakul et al. (2010) tratan aguas residuales aceitosas con presencia de

surfactantes mediante un sistema IAF con el fin de modificar la tensión superficial

del medio, en una columna de flotación de 1,5 m de alto y 5 cm de diámetro. Para

3 L de agua residual se prueban entre 800 y 1400 mg/L de Al2(SO4)3, con un flujo

de aire de 5 mL/s se alcanza una remoción del 94 % en A&G y del 97 % en

surfactantes (pp. 693- 695, 697).

1.2.4.7. Diseño hidráulico de la cámara de flotación

Existen dos formas básicas para los tanques de flotación: circulares y

rectangulares. Los circulares presentan bajas velocidades en la zona de flotación,

necesarias para la eficaz separación de los contaminantes. Los rectangulares

optimizan el espacio y facilitan la adaptación de mejoras que incrementan el

rendimiento general del proceso, por lo tanto aumentan la capacidad de

tratamiento. En el presente trabajo se escoge la geometría rectangular y se

implementan platos inclinados dentro de la cámara de flotación, similar al diseño

desarrollado por Parkson Corporation que se observa en la Figura 1.10

(Shammas y Bennett, 2010, p. 24).

Los clarificadores de platos inclinados (CPI) son tanques de clarificación en los

que se pueden llevar a cabo procesos físicos de separación como la

sedimentación y la flotación. El primer CPI diseñado para procesos de flotación

fue desarrollado por la Parkson Corporation en 1971 (Shammas, Kumar, Chang y

Hung, 2005, p. 411).

Los CPI poseen dos zonas marcadas, zona de contacto y zona de separación,

como se puede observar en la Figura 1.6. A diferencia de los tanques de

sedimentación comunes, los clarificadores con platos inclinados cuentan con

platos inclinados paralelos introducidos en la zona de separación. Los platos

incrementan el área efectiva de flotación y sedimentación y aumentan la eficiencia

del proceso (Shammas et al., 2005, p. 410).

24

Figura 1.10. Sedimentador de platos inclinados de la Parkson Corporation

(Parkson Corporation, 2012, p. 1)

McKean et al. (2010) evalúan la eficiencia de los CPI en comparación con los

tanques de sedimentación convencional, en el tratamiento de aguas residuales

domésticas, se obtiene un incremento del 20 % en la remoción de la DBO5, un 14

% en la remoción de los SST y una disminución del 15 % en la remoción del

fósforo total. Las remociones se incrementan al añadir policloruro de aluminio

(PAC) (pp. 123, 124).

Cada plato provee un área efectiva de flotación igual a la proyección sobre el eje

horizontal, como se observa en la Figura 1.11. Con la implementación de platos

se logra un incremento del área efectiva de flotación hasta 10 veces, esto resulta

en equipos que requieren de menos espacio y reducción del tiempo de retención

del fluido (Parkson Corporation, 2012, p. 1; Metcalf, 2003, pp. 411, 412; Reardon,

2005, pp. 27, 28).

25

El sentido del flujo en los CPI para procesos de sedimentación se basa en la

dirección del flujo de líquido con respecto a la dirección de sedimentación de la

partícula. Para sistemas de flotación, el sentido de flujo de la fase líquida y

gaseosa es el mismo (Metcalf, 2003, p. 411).

Figura 1.11. Área efectiva de flotación en un clarificador de platos inclinados (CPI)

(Metso, 2012, p. 2)

El diseño del CPI requiere de la cuantificación de los siguientes parámetros:

Velocidad de carga hidráulica (𝑣ℎ)

Velocidad de carga contaminante

Ángulo de inclinación de los platos

Espaciamiento entre platos

Régimen o patrón hidráulico

La velocidad de carga hidráulica representa el flujo volumétrico del líquido por

unidad de área transversal que ingresa a la cámara de flotación como se observa

en la Ecuación [1.4]. Cualquier aglomerado con velocidad de ascenso igual o

mayor a la 𝑣ℎ se removerá del sistema. Roofthooft, Kyte, Smitshuysen, Tosi,

Guardiani y Concari (1997) reportan valores típicos para los procesos IAF, entre

26

0,4 y 0,6 m/min. Colie, Morse, Morse y Miller (2005) presentan valores entre 30 y

500 m/h para sistemas IAF en el tratamiento de aguas residuales. Rubio et al.

(2002) exponen un rango entre 36 y 430 m/h para sistemas IAF en procesamiento

de minerales (p. 14; p. 2404; p. 152).

𝑣ℎ =𝑄𝑤

𝐴𝑡𝐼𝑃𝐶

[1.4]

Donde:

𝑣ℎ: velocidad de carga hidráulica (m/s)

𝐴𝑡𝐼𝑃𝐶: área transversal de flujo del CPI (m2).

La velocidad de carga contaminante es el flujo másico de sólidos totales y A&G

por unidad de área transversal que ingresan a la cámara de flotación, que se

expresan en la Ecuación [1.5]. Ward (2010) recomienda una velocidad entre 4,9 a

2,9 kg/m2/h para sistemas DAF (Metcalf, 2004, pp. 820, 1494, 1495; Ward, 2010,

p. 27).

𝑣𝑠 =𝑄𝑤 ∗ ([𝑆𝑆𝑇] + [𝐴&𝐺])

𝐴𝑡 [1.5]

Donde:

𝑣𝑠: velocidad de carga contaminante (kg/s/m2)

𝐴𝑡: área transversal de flujo (m2)

El ángulo de inclinación incide sobre la eficiencia de la flotación. Metcalf (2004)

sugieren un ángulo entre 45 y 60˚, ya que mayor a 60˚ reduce la eficiencia y

menor a 45˚ incrementa la posibilidad de acumulación de sólidos (p. 375).

Una distancia perpendicular adecuada entre platos optimiza la utilización del área

disponible en la zona de separación. Mientras más cerca se encuentren los

27

platos, mayor será el área efectiva de flotación, pero si la distancia es muy

pequeña existe el riesgo de obstrucción del flujo. Se recomienda una distancia

perpendicular de 2 pulgadas (Metcalf, 2004, p. 375).

El régimen o patrón hidráulico se debe asegurar adentro del CPI para no afectar

la eficiencia del proceso. Como se indicó anteriormente existen dos zonas, una de

contacto y otra de separación, dentro de estas zonas coexisten dos trayectorias:

del gas (A) y del líquido (B), y tres regiones de flujo: de mezclado (1), de flotación

(2) y de desnatado (3), como se indica en la Figura 1.12. En el presente estudio,

el aire y el líquido comparten la trayectoria A y se homogenizan en la región de

mezclado con el flujo que sigue la trayectoria B. En la zona de separación los

aglomerados ascienden sin aparente turbulencia. La región de desnatación es

donde se evacúa la espuma por medio de desnatadores (Shammas y Bennett,

2010, p. 30).

Figura 1.12. Características de flujo dentro de una unidad IAF (Shammas y Bennett, 2010, p. 30)

La eficiencia de los coagulantes depende del pH del agua residual. Nazmul et al.

(2011) demuestran la eficiencia del cloruro de aluminio, cloruro férrico y la cal a

pH cercano a 7 (p. 414).

28

El tiempo de retención no es una variable determinante para la eficiencia del

sistema según da Rosa, Rubio (2004) y Painmanakul et al. (2010), ya que el

tiempo es pequeño a comparación de otros sistemas de flotación. El tiempo de

retención se encuentra entre 2 y 5 min (p. 701; p. 698; Shammas y Bennett, 2010,

pp. 11, 29).

Meyssami y Kasaeian (2005) tratan aguas residuales con alto contenido de

grasas, sulfatos, anilinas, butanol y fosfatos mediante un proceso IAF. Emplean

100 mg/L de quitosano como coagulante, un caudal de aire de 3 L/min, un tiempo

de aireación de 45 s, una temperatura de 20˚C y un pH de 6., para alcanzar una

remoción del 95% en DQO (p. 305).

29

2. METODOLOGÍA

2.1. CARACTERIZACIÓN DE LAS AGUAS RESIDUALES DE LA

CURTIEMBRE

Para la caracterización físico-química del agua residual de la curtiembre se

efectuó un muestreo compuesto, en el que se excluyó las aguas generadas en la

etapa de curtido. Se tomaron cuatro muestras de las aguas residuales obtenidas

del tratamiento preliminar de la curtiembre, bajo la norma Técnicas de Muestreo

(NTE INEN 2 176:1998). Cada muestreo se realizó en función al plan de

recolección de la Tabla 2.1, que se elaboró bajo la metodología de la norma

Diseño de los Programas de Muestreo (NTE INEN 2 226:2000), durante un

periodo de tres días de recolección. Las normas técnicas se encuentran en la

Figura AI.1 y Figura AI.2 del Anexo I.

Tabla 2.1. Plan de recolección del agua residual de la curtiembre

Días

Domingo Lunes Martes Domingo Lunes Martes Domingo Lunes Martes

Descargas Ribera Curtido Recurtido

1ra X X X

2da X X X

3ra X X

4ta X

5ta X

6ta X

7ma X

8va X

En la presente investigación se analizaron siete de los nueve parámetros

acordados por la Asociación de Curtidores (ASOCUR) y la Dirección Provincial del

Ministerio del Ambiente (MAE), para la zona de curtidores del Pisque Bajo, estos

parámetros se presentan en el Anexo II. De los siete parámetros el pH y la

densidad se determinaron in situ, cada ensayo que se realizó en la planta piloto

30

requirió de la regulación del pH y la densidad se determinó para los posteriores

cálculos del diseño en la Sección 2.2. Los demás parámetros (A&G, DBO5, DQO,

SST y sulfuros) se analizaron en un laboratorio acreditado de la ciudad de Quito

para la determinación de la remoción de contaminantes en la Sección 2.3.3.

Además, se midió la turbidez para seleccionar las condiciones de operación.

2.2. DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DE UNA PLANTA DE

TRATAMIENTO PRIMARIO PARA LAS AGUAS RESIDUALES

DE UNA CURTIEMBRE CON BASE EN LA FLOTACIÓN CON

AIRE INDUCIDO (IAF) A ESCALA PILOTO

Se diseñó y construyó una planta de tratamiento piloto con base a la IAF para una

capacidad de 1,8 m3/h (correspondiente al 34 % del caudal de diseño) de aguas

residuales de curtiembre. Para el diseño de la planta piloto y posterior diseño a

escala industrial, se calculó la velocidad de ascenso del aglomerado con el uso de

la Ecuación [1.2], los datos asumidos de la Tabla 2.2 y la determinación del

tamaño del flóculo en pruebas preliminares.

Tabla 2.2. Parámetros de diseño para la determinación de la velocidad de ascenso del

aglomerado

Parámetro Valor Unidades

Densidad del flóculo 1010 kg/m3

Número de burbujas unidas al flóculo 1,0E-02 -

Viscosidad del agua 1,0E-03 Ns/m2

Tensión superficial 7,2E-02 N/m

Velocidad de carga hidráulica 0,4 m/min

(Hendricks, 2011, p. 173; Liley et al., 2008, pp. 2-427; Bennett y Shammas, 2010, pp. 103-106)

La determinación del tamaño del flóculo se realizó con base a un diseño

completamente al azar (DCA), en donde se mantuvo constante el flujo de aire y el

factor del diseño correspondió a los tratamientos de coagulante y floculante. Los

niveles de este factor fueron 400 mg/L con 20 mg/L y 1000 mg/L con 50 mg/L de

31

Al2(SO4)3 y poliacrilamida, respectivamente. Se realizó 4 repeticiones para cada

tratamiento y la variable de respuesta fue el diámetro del flóculo que se midió con

el siguiente equipo:

Calibrador KEX, 150 mm, 0.05mm

El diámetro de la burbuja se determinó con la Ecuación [1.1] y la densidad del

aglomerado se calculó con la Ecuación [2.1] (Hendricks, 2011, p. 173).

𝜌𝐵𝐹 =𝜌𝐹 ∗ 𝑑𝐹

3 + 𝑁𝐵 𝐹⁄ ∗ 𝜌𝐵 ∗ 𝑑𝐵3

𝑑𝐹3 + 𝑁𝐵 𝐹⁄ ∗ 𝑑𝐵

3 [2.1]

Donde:

𝜌𝐹: densidad del flóculo (kg/m3)

𝑑𝐹: diámetro del flóculo (m)

𝑁𝐵 𝐹⁄ : número de burbujas unidas al flóculo

El diámetro esférico equivalente del aglomerado se calculó con base a la

ecuación expuesta por Hendricks (2011) (p. 173).

𝑑𝐵𝐹 = (𝑑𝐹3 + 𝑁𝐵 𝐹⁄ ∗ 𝑑𝐵

3)13 [2.2]

Con estos datos calculados y tomados de la Tabla 2.2, se determinó la velocidad

de ascenso teórica del aglomerado en función a la Ecuación [1.2]. Esta velocidad

se comparó con la 𝑣ℎ asumida para el diseño del CPI que consta en la Tabla 2.2.

2.2.1. DIMENSIONAMIENTO Y CONSTRUCCIÓN DEL SISTEMA

HIDRÁULICO

Se diseñó y construyó el sistema hidráulico en función a la Ecuación [2.3]

correspondiente a la ecuación de Bernoulli, donde a partir de datos asumidos

32

como: el diámetro de la tubería, el factor de fricción, las pérdidas equivalentes de

los accesorios y equipos, se determinó las características de la bomba y tuberías

necesarias.

𝐻𝑃 = (𝑍2 − 𝑍1 + ∑ (𝜆𝑤𝑖

8 ∗ (𝐿𝑡 + ∑ 𝐿𝑒) ∗ 𝑄𝑤2

𝜋2 ∗ 𝑑𝑊𝑖

5 ∗ 𝑔) + 𝐻𝑆𝑀 + 𝐻𝐹𝐻 + 𝐻𝐸) ∗ 𝜀𝑃

−1 [2.3]

Donde:

𝐻𝑃: altura hidráulica del sistema (m)

𝑍𝑖: altura en el punto 𝑖 (m)

𝜆𝑤𝑖: factor de fricción de la tubería

𝐿𝑡: longitud de la tubería (m)

𝐿𝑒𝑖: longitud equivalente de los accesorios

𝑑𝑊𝑖: diámetro de la tubería 𝑖 (m)

𝐻𝑆𝑀: pérdida de carga hidráulica del agitador estático (m)

𝐻𝐹𝐻: pérdida de carga hidráulica del floculador hidráulico (m)

𝐻𝐸: pérdida de carga hidráulica del eyector (m)

𝜀𝑃: eficiencia de la bomba

La comprobación del diseño se realizó sobre la base de la velocidad de flujo

calculada frente a velocidad de flujo determinada en el diagrama de la

USABlueBook (2008). La dosificación de los químicos se ubicó antes de la bomba

del agua cruda (p. 81).

2.2.2. DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DEL PROCESO DE HOMOGENEIZACIÓN

El agitador estático se diseñó y construyó en bronce sobre la base del

procedimiento descrito por Komax Systems Inc. (2013), en donde a partir del

diámetro de la tubería y el caudal se determinó el número de elementos con la

ayuda de la Figura AIII.3 del Anexo III. Con el número de elementos y la relación

33

de Davis (2010) entre el diámetro y el largo de los elementos agitantes, de 1,5, se

calculó la longitud del agitador con base en la Ecuación 2.4 (p. 1; p. 6-29).

𝐿𝑆𝑀 = 𝑁𝑒 ∗ 𝑅𝑒 𝑑⁄ ∗ 𝑑𝑤 [2.4]

Donde:

𝐿𝑆𝑀: longitud del agitador estático (m)

𝑁𝑒: número de elementos

𝑅𝑒 𝑑⁄ : relación entre el diámetro y la longitud de los elementos.

𝑑𝑤: diámetro de la tubería del líquido (m)

La caída de presión teórica se determinó sobre la base de la Figura AIII.4 del

Anexo III, que relaciona la velocidad de flujo, el número de elementos y la caída

de presión.

La comprobación del diseño se realizó con base en la comparación entre el

gradiente de velocidad calculado, mediante la Ecuación [2.5] y el expuesto por

Metcalf (2003) para equipos de homogeneización (p. 348).

𝐺𝑆𝑀 = √𝑃𝑜𝑡𝑖

𝜇 ∗ 𝑉𝑖 [2.5]

Donde:

𝐺𝑆𝑀: gradiente de velocidad (s-1)

𝑃𝑜𝑡𝑖: potencia del equipo 𝑖 (W)

𝑉𝑖: volumen del equipo 𝑖 (m3)

𝜇: viscosidad del líquido (m3/s)

El floculador hidráulico se diseñó y construyó en función de la Ecuación [2.6], en

donde, se asumió el tiempo de residencia de 9,5 s de acuerdo a los valores

expuestos por Metcalf (2003) (p. 348).

34

𝑉𝑖 = 𝑄𝑤 ∗ 𝑡𝑖 [2.6]

Donde:

𝑉𝑖: volumen del equipo 𝑖 (m3)

𝑄𝑤: caudal de líquido (m3/s)

𝑡𝑖: tiempo de residencia dentro del equipo 𝑖 (s)

Para la longitud del tramo 1 y 2 del floculador se asumió la relación entre el tramo

1 y 2, en concordancia con los datos expuestos por Da Rosa y Rubio (2005) y con

base a la Ecuación [2.7] (p. 703)

𝐿𝐹𝐻1=

4 ∗ 𝑉𝐹𝐻

𝜋 ∗ (𝑑𝑤2 + 𝑑𝑤1

2) [2.7]

Donde:

𝐿𝐹𝐻1: longitud del tramo 1 (m)

𝑉𝐹𝐻: volumen del floculador (m3)

𝑑𝑤: diámetro de la tubería de agua (m)

𝑑𝑤1: diámetro de la tubería del tramo 1 (m)

La caída de presión se calculó en función de la Ecuación [2.8] de Bernoulli, en

donde se considera el uso de 4 codos de 1 plg y 90°, 6 reducciones 1 a ¾ plg y 4

codos de ¾ plg y 90°. Se usa los factores de fricción que se obtuvieron en el

dimensionamiento preliminar de la bomba y las perdidas equivalentes de los

accesorios que se muestra en la Tabla AIV.I del Anexo IV.

𝐻𝐹𝐻 = ∑ (𝜆𝑤𝑖

8 ∗ (𝐿𝑡 + ∑ 𝐿𝑒) ∗ 𝑄𝑤2

𝜋2 ∗ 𝑑𝑊𝑖

5 ∗ 𝑔) [2.8]

La comprobación del diseño se realizó con base en el gradiente de velocidad

obtenido, mediante la Ecuación [2.5] y el expuesto por Metcalf (2003) para

equipos de homogeneización (p. 348).

35

2.2.3. DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DEL EYECTOR

El eyector se diseñó y construyó sobre la base del procedimiento expuesto por

Omer y Ashgriz (2011), donde a partir del diámetro de las tuberías y el caudal de

los fluidos se determinó el número de Weber con la Ecuación [2.9] (pp. 506-508).

𝑊𝑒 =𝜌𝑎 ∗ 𝑄𝑎

2 ∗ 16

𝜋2 ∗ 𝑑𝑎𝑜𝑢𝑡

3 ∗ 𝜎 [2.9]

Donde:

𝑊𝑒: número de Weber

𝜌𝑎: densidad del aire a las condiciones de operación (kg/m3)

𝑑𝑎𝑜𝑢𝑡: diámetro de salida del aire (m)

𝜎: tensión superficial del líquido (N/m)

Con el número de Weber y el uso de la Figura AIII.5 del Anexo III se determinó el

número de Reynolds.

Se obtiene un Reynolds, dentro de la zona de atomización, de 4,05E+05 y se

calcula el diámetro de salida del eyector con base a la Ecuación [2.10].

𝐷𝐸𝑜𝑢𝑡=

𝜌𝑤 ∗ 𝑄𝑤 ∗ 4

𝜋 ∗ 𝑅𝑒𝑤 ∗ 𝜇 [2.10]

Donde:

𝐷𝐸𝑜𝑢𝑡: diámetro de salida del eyector (m)

𝑅𝑒𝑤: número de Reynolds del líquido

La longitud del equipo se calculó en función a la relación entre la longitud y el

diámetro de salida del eyector de 15 indicada por Dincer, Baskaya y Uysal (2006)

(p. 367).

36

La comprobación del diseño se realizó en función al tipo de ruptura obtenido de la

Figura AIII.5 del Anexo III de Omer y Ashgriz (2011) (p. 508).

2.2.4. DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DEL CLARIFICADOR DE PLATOS

INCLINADOS

El CPI se diseñó y construyó en función a los procedimientos descritos por Wang

et al. (2005) para equipos de flotación; Shammas y Bennett (2010), para equipos

IAF; Metcalf (2003) para CPI, donde a partir del caudal, se tomaron los

parámetros de diseño de la Tabla 2.3, de acuerdo a los datos publicados por

Shammas, Bennet (2010), Metcalf (2003) y necesidades del fabricante (pp. 449-

456, p. 27; pp. 103-106; p. 375).

Tabla 2.3. Parámetros de diseño asumidos para el clarificador de platos inclinados (CPI)

Parámetro de diseño Valor

Velocidad de carga hidráulica (m/min)* 0,4

Tiempo de retención (min)** 3,5

Ángulo de inclinación de platos (°)*** 60,0

Espaciamiento perpendicular entre platos (mm)*** 50,8

Ancho del canal de entrada (mm) 70

Disposición geométrica del área superficial Cuadrada

(*Shammas y Bennett, 2010, p. 27; *Bennett y Shammas, 2010, pp. 103-106; **Metcalf, 2003, pp. 375, 365;

***Ramírez, 1979, p. 699)

El diseño inicia con el cálculo del área transversal de flujo que se determinó en

función al procedimiento descrito por Wang et al. (2005) con la ayuda de la

Ecuación [1.4]. Con esta área se calculó el área superficial con base al

procedimiento descrito por Metcalf (2003) para CPIs en función a la Ecuación

[2.11] (pp.449-456; p. 375).

𝑠𝑒𝑛Ɵ =𝐴𝑡𝐼𝑃𝐶

𝐴𝑠𝐼𝑃𝐶

[2.11]

37

Donde:

Ɵ: ángulo de inclinación de los platos

𝐴𝑠𝐼𝑃𝐶: área superficial de CPI (m2)

Por requerimientos del fabricante, Strongplast del Ecuador (2014), el ancho debe

ser igual al largo, 𝑊𝐼𝐴𝐹 = 𝐿𝐼𝐴𝐹, como se muestra en la Figura AIII.7 del Anexo III,

con lo que se obtiene la Ecuación [2.12].

(𝑊𝑐𝐶𝑃𝐼)

2− 𝑊𝑖𝑛𝐶𝑃𝐼

∗ 𝑊𝑐𝐶𝑃𝐼−𝐴𝑠𝐶𝑃𝐼

= 0 [2.12]

Donde:

𝑊𝑐𝐶𝑃𝐼: ancho del CPI sin la cámara de alimentación (m)

𝑊𝑖𝑛𝐶𝑃𝐼: ancho de la cámara de alimentación (m)

El volumen del CPI se calculó con la Ecuación [2.6] y el tiempo de retención de la

Tabla 2.3. La longitud de los platos, como se muestra en la Figura 2.1, se calculó

en función a la [2.13].

𝑉𝐶𝑃𝐼 = 𝐿𝑝 ∗ 𝐿𝑎 ∗ 𝑊𝐶𝑃𝐼𝑇+ ℎ𝑒 ∗

𝑊𝐶𝑃𝐼𝑇∗ 𝐿𝐶𝑃𝐼

3 [2.13]

Donde:

𝐿𝑝: longitud de los platos (m)

𝐿𝑎: longitud del área transversal (m)

ℎ𝑒: altura del espesador (m)

𝐿𝐶𝑃𝐼: longitud del CPI (m)

El número de pasos se calculó con el empleo de la Ecuación [2.14].

𝑁𝑝𝑎 =𝐴𝑡𝐼𝑃𝐶

𝑒 ∗ 𝑊𝑐𝐼𝑃𝐶

[2.14]

38

Donde:

𝑁𝑝𝑎: número de pasos

𝑒: espesor de los platos (m)

El área efectiva de espesamiento se obtiene sumando las proyecciones sobre el

plano horizontal de todos los platos inclinados y la velocidad de carga

contaminante se calculó en función a las consideraciones de Shammas y Bennett

(2010), con la Ecuación [1.5] (p. 14).

Se calculó el número de Reynols para conocer el régimen de flujo que se tiene

dentro del CPI y la caída de presión se determinó en función a la Ecuación [2.15]

correspondiente a la ecuación de Bernoulli.

ℎ𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛+

𝑃𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛

𝜌 ∗ 𝑔+

𝑣𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛2

2 ∗ 𝑔− 𝑧2 = 𝐻𝐼𝐴𝐹 [2.15]

Donde:

ℎ𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛: altura de la boca de ingreso al CPI

𝑃𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛: presión de ingreso al CPI (Pa)

𝑣𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛: velocidad de ingreso del líquido al CPI (m/s)

Figura 2.1.Vista lateral del clarificador de platos inclinados (CPI)

39

2.3. EVALUACIÓN DE LOS PARÁMETROS DE DISEÑO DEL

SISTEMA DE TRATAMIENTO PRIMARIO PARA LAS

AGUAS RESIDUALES DE UNA CURTIEMBRE A ESCALA

PILOTO

Se variaron dos de las tres condiciones de operación propuestas por Da Rosa y

Rubio (2005), la concentración de químicos (coagulante y floculante) y el flujo de

aire. El diseño del CPI se mantuvo constante (p. 701).

Los equipos que se utilizaron para la determinación de las condiciones de

operación de la Sección 2.3 son los siguientes:

Equipo de jarras Velp Scientifica de 4 puestos, 0-200 rpm, 0-30 min

Turbidímetro Orbeco, ˂100 NTU, 0,01 NTU, >100 NTU, 0,1 NTU

Los productos químicos que se usaron para la determinación de la relación

cogaulante-floculante son:

Sulfato de aluminio octadeca hidratado, 98 %, Kradel Industry

Policloruro de aluminio, 70 % (relación de basicidad), Kradel Industry

Sulfato férrico, 9,0 % hierro férrico y 1,5 % hierro ferroso, Kradel Industry

Poliacrilamida aniónica, 98%, Wascorp

Ácido fómico, 85%, Basf

2.3.1. DETERMINACIÓN DE LA RELACIÓN ENTRE COAGULANTE Y

FLOCULANTE

Se evaluaron tres coagulantes con el fin de conseguir las concentraciones a las

cuales se obtenga la máxima remoción de la turbidez, para después, junto con el

floculante determinar la relación A/S, a la cual se obtenga la máxima remoción de

la turbidez.

40

La recolección de agua residual que se realizó para la caracterización de la

Sección 2.1 sirvió también para la experimentación de la presente Sección 2.3.1.

Al agua residual se ajustó el pH a 7 o cercano con 0,25 mL de ácido fórmico al

85%.

La evaluación del coagulante se realizó mediante un diseño factorial 4(AxB), en

una prueba de jarras bajo la norma (ASTM D2035-13) que consta en el Anexo IV,

donde el factor A fue el tipo de coagulante y el factor B fue la concentración de

coagulante. Los niveles del factor A fueron los coagulantes: sulfato de aluminio,

sulfato férrico y policloruro de aluminio (PAC) y los niveles del factor B fueron las

concentraciones indicadas en la Tabla 2.4. Se realizaron 4 repeticiones para cada

tratamiento y la variable de respuesta fue el porcentaje de remoción de la

turbidez. Por último se seleccionó el tratamiento con el que se obtuvo la máxima

remoción de turbidez para cada uno de los coagulantes (Banuraman y

Meikandaan, 2013, pp. 120, 122; Zouboulis, Samaras, Ntolio y Goudoulas, 2006,

p. 29).

Tabla 2.4. Concentraciones de coagulante en mg/L para las pruebas de jarras

Jarra 1 Jarra 2 Jarra 3 Jarra 4 Jarra 5 Jarra 6 Jarra 7 Jarra 8 Jarra 9 Jarra 10

50 70 90 110 130 150 170 190 210 230

La evaluación de la relación coagulante-floculante se realizó mediante un diseño

factorial 4(AxB) en una prueba de jarras bajo la norma (ASTM D2035-13), donde

el factor A correspondió a los tratamientos seleccionados en la etapa anterior y el

factor B fue la concentración de poliacrilamida aniónica. Los niveles del factor A

fueron las concentraciones seleccionadas de sulfato de aluminio, sulfato férrico y

PAC y los niveles del factor B fueron las concentraciones de poliacrilamida de la

Tabla 2.5. Se realizaron 4 repeticiones para cada tratamiento y la variable de

respuesta fue el porcentaje de remoción de la turbidez. Se seleccionó el

tratamiento, coagulante-floculante, con el que se obtuvo la máxima remoción de la

turbidez y se determinó la relación entre estos (Haydar y Anwar, 2009, pp. 1035,

1039).

41

Tabla 2.5. Concentraciones de floculante en mg/L para las pruebas de jarras

Jarra 1 Jarra 2 Jarra 3 Jarra 4 Jarra 5 Jarra 6 Jarra 7

6 7 8 9 10 11 12

2.3.2. DETERMINACIÓN DE LAS CONCENTRACIONES DE COAGULANTE

Y FLOCULANTE

Con el diseño de los equipos realizados en la Sección 2.2, se construyeron los

equipos y se armó la planta de tratamiento piloto para la experimentación de las

Secciones 2.3.2 y 2.3.3, en donde para su operación, se recolectó agua residual

en un tanque de 2,2 m3, con base al plan de recolección de la Tabla 2.1. Se

recirculó el agua residual con la ayuda de la bomba para la homogenización del

tanque y se reguló el pH con 400 mL de ácido fórmico al 85 %.

Se retiraron los sólidos de tamaño mayor a 1,2 mm con una malla plástica No. 10

acoplada a un cilindro plástico, como se observa en la Figura AIII.1 del Anexo III,

que se ubicó al inicio de la línea de succión de la bomba (Metcalf, 2003, p. 345).

La evaluación de las concentraciones de coagulante y floculante se realizó

mediante un diseño factorial 3(AxB), donde el factor A correspondió a las

concentraciones de coagulante y floculante, a la relación determinada en las

pruebas de jarras de la Sección 2.3.1, y el factor B fue el flujo volumétrico de aire.

Los niveles del factor A y B se muestran en la Tabla 2.6.

Tabla 2.6. Tratamientos de coagulante-floculante para diferentes flujos de aire

Factor A Factor B

N° de

tratamiento

Concentración de

coagulante (ppm)

Concentración de

floculante (ppm) Flujo de aire

7 400 19

de 50 a 190 L/min en

intervalos de 10 L/min

8 600 28

9 800 38

10 1000 47

42

Se realizaron 3 repeticiones para cada caudal de aire y la variable de respuesta

fue el porcentaje de remoción de la turbidez. Se seleccionó el tratamiento,

coagulante-floculante y caudal de aire, con el que se obtuvo la máxima remoción

de la turbidez. Las concentraciones de coagulante y floculante que se probaron se

determinaron en función a pruebas preliminares en la planta piloto (Shammas,

Wang, Selke y Aulenbach, 2010, p. 614; Shammas, Fahey y Wu, 2005, p. 437).

2.3.3. DETERMINACIÓN DE LAS MEJORES CONDICIONES DE

OPERACIÓN PARA EL TRATAMIENTO PROPUESTO

La selección de las mejores condiciones de operación se realizó con ayuda de un

diseño completamente al azar (DCA), en donde se mantuvo constante el

tratamiento coagulante-floculante con el que se obtuvo la máxima remoción de la

turbidez, que se determinó en la Sección 2.3.2 y el factor de diseño correspondió

al caudal de aire. Los niveles de este factor fueron similares a los de la Tabla 2.6.

Se realizaron 3 repeticiones para cada tratamiento y las variables de respuesta

fueron las concentraciones de los parámetros físico-químicos del agua tratada

(A&G, DBO5, DQO, SST y sulfuros). Se seleccionó el tratamiento con el que se

obtuvo la máxima remoción de los contaminantes, del cual se determinó la

relación A/S y la velocidad de carga contaminante que fueron los parámetros de

diseño para las Secciones 2.4.2 y 2.4.3. Se comparó las remociones obtenidas de

cada parámetro físico químico, con las remociones presentadas por la EIPPCB

(2013) y la UNIDO (2011) para sistemas de tratamiento de aguas residuales que

poseen homogeneización, coagulación-floculación y flotación (p.179; p. 11).

2.4. DIMENSIONAMIENTO DE LA PLANTA DE TRATAMIENTO

PRIMARIO PARA LAS AGUAS RESIDUALES DE UNA

CURTIEMBRE CON BASE EN LA FLOTACIÓN CON AIRE

INDUCIDO (IAF)

43

Se diseñó una planta de tratamiento primario con base en la flotación con aire

inducido (IAF) para la curtiembre en función a las condiciones de operación y

parámetros de diseños obtenidos en las pruebas piloto. El caudal de diseño se

determinó con el uso de la Ecuación [2.16] y los términos de la misma se

determinaron con la información provista por la Curtiduría Hidalgo (2014) que

consta en el Anexo VII.

𝑄𝑤 =𝐶𝑃 ∗ 𝑃𝑃

𝑇𝑣 [2.16]

Donde:

𝐶𝑃: consumo de agua por tonelada de piel fresca y por parada (m3/tpf)

𝑃𝑃: peso de cada parada (kg)

𝑇𝑣: tiempo máximo de tratamiento (s)

2.4.1. DIMENSIONAMIENTO DEL TANQUE DE HOMOGENIZACIÓN

El tanque de homogenización se diseñó con base a la Ecuación [2.17], según los

requerimientos de la Curtiduría Hidalgo.

𝑉𝑖 = 𝐶𝑃 ∗ 𝑃𝑃 [2.17]

El dimensionamiento del sistema hidráulico, diseño del agitador estático y diseño

del floculador hidráulico siguieron los mismos procedimientos realizados para la

planta piloto, descritos en las Secciones 2.2.1 y 2.2.2.

2.4.2. DISEÑO DEL EYECTOR Y DEL SISTEMA DE AIREACIÓN

El eyector se diseñó sobre la base de los procedimientos expuestos por Mattaix

(2011), Omer y Ashgriz (2011), similar al procedimiento de diseño realizado para

la planta piloto, pero se utilizó la relación A/S, determinada en las pruebas piloto

44

en la Sección 2.3.3. Con dicha relación se determinó la cantidad de aire necesaria

por el caudal de diseño de la planta a escala industrial (p. 138; p. 508).

El sistema de aireación se diseñó con el programa ¨Head loss calculator¨ de la

Stamford Scientific International Inc. (2013), que requirió el ingreso de los datos

meteorológicos locales que se muestran en la Tabla 2.7 y del caudal de aire

obtenido con base a la relación A/S conseguida en la Sección 2.3.3. Con el

programa se obtiene la pérdida de carga del gas a través del sistema.

Tabla 2.7. Datos meteorológicos de la Estación Meteorológica para el Aeropuerto de

Ambato

Parámetro de diseño Valor

Presión barométrica local (hPa) 719,9

Temperatura ambiente promedio (°C) 13,0

Temperatura ambiente máxima (°C) 15,2

Humedad relativa estimada (%) 76,5

(Dirección de Recursos Hídricos y Gestión Ambiental, 2013, p. 1)

2.4.3. DISEÑO DEL CLARIFICADOR DE PLATOS INCLINADOS A ESCALA

INDUSTRIAL

El CPI se diseñó en función a los mismos procedimientos descritos para el CPI de

la planta piloto presentes en la Sección 2.2.4, con la diferencia que el área

transversal de flujo se calculó mediante la Ecuación [1.5] con base en la velocidad

de carga contaminante que se determinó en la Sección 2.3.3. Para las demás

dimensiones del CPI se tomaron los parámetros de la Tabla 2.3, excepto la

velocidad de carga hidráulica.

Con las remociones de los contaminantes, el caudal de aire (sobre la base de la

relación A/S), que se determinaron en la Sección 2.3.3 y, junto con, el diseño y

dimensionamiento de los equipos realizados en la Sección 2.4, se elaboraron los

diagramas BFD, PFD y PID para el tratamiento propuesto.

45

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

3.1. CARACTERIZACIÓN DE LAS AGUAS RESIDUALES DE LA

CURTIEMBRE

La composición del agua residual de curtiembre es variable con el tiempo,

depende de la etapa del proceso, del tipo de producto que se manufactura y de la

calidad del agua que se utiliza como materia prima (Curtiduría Hidalgo emplea

agua de acequia como materia prima). Por esta razón se requirió de un tanque de

homogenización para uniformizar las descargas, se utilizó un tanque de 2,2 m3

para la recolección de las aguas residuales generadas para la experimentación en

las pruebas de jarras y planta piloto. El plan de recolección se muestra en la Tabla

2.1.

La recolección se realizó durante un periodo de tres días, que es el tiempo que le

toma a una parada de 2 000 kg de piel fresca pasar por todos los procesos de

manufacturación.

Se excluyeron las aguas residuales generadas en la etapa de curtido, ya que la

curtiembre se encuentra en un proceso de implementación de una planta de

recuperación de cromo; pero sí se consideraron las aguas de lavado y

acondicionamiento de la etapa de curtido, ya que no ingresan a la planta de

recuperación de cromo.

Se caracterizaron siete de los nueve parámetros acordados por la ASOCUR y el

MAE para la zona de curtidores del Pisque Bajo. Se excluyó el cromo total,

porque no se recolectaron las aguas del curtido, que son las que aportan con más

del 99% de Cr3+, según la formulación de la curtiembre. También se excluyeron

los sólidos sedimentables, porque las aguas que ingresan al tratamiento

propuesto ya pasaron por una decantación primaria existente. El caudal de diseño

se calculó con base a datos provistos por la curtiembre, que se explicará más

adelante.

46

El pH, la turbidez y la densidad se determinaron in situ, porque el sistema requirió

de la regulación del pH antes de cada ensayo durante las pruebas de jarras y

planta piloto, para el adecuado desempeño de los coagulantes. La turbidez no

forma parte de los parámetros publicados por el MAE, pero fue necesaria la

medición in situ del agua residual antes y después de los tratamientos con el fin

de reportar los resultados de las Secciones 3.3.1 y 3.3.2. La densidad también se

midió in situ porque formó parte de los parámetros de diseño de los equipos. Se

midieron estos tres parámetros en 4 muestras para asegurar la reproducibilidad

de datos y se muestran en la Tabla 3.1.

Tabla 3.1. Parámetros físico-químicos del agua residual de curtiembre medidos in situ

N° de muestra Densidad (g/cm3) Turbidez (NTU) pH

Muestra 1 1,0 503,6 11,5

Muestra 2 1,0 509,5 12,0

Muestra 3 1,0 509,8 12,0

Muestra 4 1,0 510,4 12,0

Los cinco parámetros restantes (A&G, DBO5, DQO, SST y sulfuros) se

determinaron en un laboratorio acreditado de la ciudad de Quito, para la

determinación de los porcentajes de remoción de la Sección 3.3.3.

3.2. DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DE UNA PLANTA DE

TRATAMIENTO PRIMARIO PARA LAS AGUAS RESIDUALES

DE LA CURTIEMBRE CON BASE EN LA FLOTACIÓN CON

AIRE INDUCIDO (IAF) A ESCALA PILOTO

Se diseñó y construyó una planta de tratamiento piloto para un caudal de 1,8

m3/h, correspondiente al 34 % del caudal de diseño, para la determinación de los

parámetros de evaluación del sistema de flotación y posterior diseño de la planta

de tratamiento a escala industrial (Shammas y Bennett, 2010, p. 5; Romero, 2004,

p. 354).

47

Para el cálculo de la velocidad de ascenso del aglomerado, con el fin de justificar

el diseño y construcción de la planta piloto, se realizó un diseño completamente al

azar (DCA) para la determinación del tamaño del flóculo, del que se obtuvo los

resultados de la Tabla 3.2.

Tabla 3.2. Tamaño del flóculo para diferentes tratamientos de coagulante-floculante

N° de ensayo Tamaño del flóculo (mm)

1 1,2 1,2 1,2 1,2

2 1,1 1,2 1,2 1,2

3 1,2 1,2 1,2 1,1

4 1,2 1,2 1,2 1,2

Promedio 1,2 1,2 1,2 1,2

El diámetro del flóculo resultó ser de 1,2 mm para todos los tratamientos, es un

tamaño de flóculo pequeño debido a la destrucción del floculante, durante la

dosificación, por los álabes de la bomba. El flujo de aire se mantuvo constante

porque el tamaño del flóculo no es función de la cantidad de aire.

Con base al tamaño de flóculo y los datos bibliográficos de la Tabla 2.2, se calculó

mediante el procedimiento detallado en la Sección 2.2, la velocidad de ascenso

teórica del aglomerado, ésta resulto ser 100 veces mayor a la velocidad de carga

hidráulica que consta en la Tabla 2.3. En función a cada velocidad se calculó el

área transversal de flujo y se determinó un área de 7,3 cm2 para la velocidad

teórica y un área de 980 cm2 para la 𝑣ℎ asumida, por lo que se escogió la 𝑣ℎ para

el diseño del CPI. Con esta comparación inicial se comprobó que el diseño de un

proceso IAF es independiente de la velocidad de ascenso del aglomerado y

requiere la evaluación de las condiciones de operación a escala piloto para el

posterior diseño a escala industrial.

No se determinó el tamaño de los flóculos por espectrometría de difracción laser

porque el tamaño de los flóculos fue mayor a 0,05 mm, la apreciación del

calibrador usado para la medición.

48

3.2.1. DIMENSIONAMIENTO Y CONSTRUCCIÓN DEL SISTEMA

HIDRÁULICO

El dimensionamiento y construcción el sistema hidráulico se realizó en función a

la Ecuación [2.3] y el procedimiento descrito en la sección 2.2.1, donde se

determinó las características de la bomba, que se detallan en la Tabla AIII.2 del

Anexo III, y las características de la tubería y accesorios, que constan en la Tabla

3.3. La comprobación del diseño se realizó sobre la base de la comparación de la

velocidad de flujo obtenida, de 1,2 m/s, frente a las velocidades expuestas por la

USABlueBook (2008) que constan en la Figura AIII.2 del Anexo III (p. 81).

Tabla 3.3. Tuberías y accesorios que se implementaron en la planta de tratamiento piloto

Tubería y accesorios Diámetro nominal (mm) Longitud o Cantidad

Tubería principal 25 13,3 m

Tubería secundaria 20 6,8 m

Tubería complementaria 50 0,1 m

Válvula de retención 32 1

Válvula de compuerta 25 2

Válvula de pie con colador 25 1

Te 25 5

Codo de 90° redondeado 25 8



Reducción de 1 a ¾ plg - 6

Reducción de 1¼ a 1 plg - 1

Reducción de 2 a 1½ plg - 2

Te 50 1

Unión universal 25 9

Unión universal 20 2

Se utilizó una bomba centrífuga de 0,75 kW que suplió la pérdida de carga teórica

del sistema de 19,8 m de agua. La potencia de la bomba excedió en un 90 % a la

potencia teórica requerida, debido a los cambios que se suscitaron en la

configuración del sistema. La dosificación del coagulante y floculante se realizó

49

antes de la bomba para aprovechar el efecto de succión, sus flujos se controlaron

con una válvula de bola.

3.2.2. DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DEL PROCESO DE HOMOGENEIZACIÓN

La mezcla rápida del coagulante, floculante y agua residual se realizó en un

agitador estático y un floculador hidráulico. El agitador estático, que se observa en

la Figura 3.1, se diseñó y construyó en bronce sobre la base del procedimiento

descrito por Komax Systems Inc. (2013), descrito en la sección 2.2.2 y se obtuvo

un equipo con las dimensiones de la Tabla 3.4 (p. 1).

Tabla 3.4. Dimensiones del agitador estático de la planta piloto

Dimensión Valor Unidades

Diámetro nominal de los elementos 25 mm

Largo 14,0 cm

Número de elementos 4 -

Longitud de cada elemento 3,5 cm

Material Bronce -

(a)

Figura 3.1. Agitador estático de la planta piloto. (a) Vista lateral y (b) elemento agitador

50

(b)

Figura 3.1. Agitador estático de la planta piloto. (a) Vista lateral y (b) elemento agitador

(continuación)

El gradiente de velocidad teórico calculado para el agitador estático, bajo las

condiciones de operación, fue de 11,8E+04 rpm, con una caída de presión teórica

de 1,9 m de agua y un tiempo de retención de 0,1 s, valores que concuerdan con

los rangos expuestos por Metcalf (2003) para procesos de homogenización (p.

348).

El floculador hidráulico se diseñó y construyó sobre la base de la Ecuación [2.6],

siguiendo el procedimiento que se detalla en la sección 2.2.2. Se determinó un

floculador hidráulico de las características indicadas en la Tabla 3.5, como se

observa en la Figura 3.2.

Tabla 3.5. Dimensiones del floculador hidráulico de la planta piloto

Tubería o accesorios Diámetro nominal (mm) Longitud o Cantidad

Tubería 1 25 6,8 m

Tubería 2 20 6,8 m



Reducción de 25 a 20 plg - 6

51

El floculador hidráulico presenta, para las condiciones de operación, una caída de

presión de 2,8 m y un gradiente de velocidad de 1,6E+04 rpm, valor que

concuerda con lo presentado por Metcalf (2003) para procesos de

homogenización (p. 348).

Figura 3.2. Floculador hidráulico de la planta piloto

3.2.3. DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DEL EYECTOR

El eyector se diseñó y construyó sobre la base de los procedimientos expuestos

por Omer y Ashgriz (2011), con las ecuaciones que constan en la sección 2.2.3.

El eyector que se obtuvo se observa en la Figura 3.3 y las dimensiones se

detallan en la Tabla 3.6 (pp. 506-508).

Tabla 3.6. Dimensiones del eyector de la planta piloto

Características Valor Unidad

Diámetro nominal de entrada 25 mm

Diámetro de salida 3,5 mm

Longitud sin rosca 3,2 cm

Longitud (incluido rosca) 9,1 cm

Material Duralón -

52

El número de Reynolds que se obtuvo fue de 3,0E+05, que cayó dentro de la

región de atomización de la Figura AIII.5 del Anexo III, esto asegura el

fraccionamiento de las burbujas de aire e incrementar la eficiencia del proceso de

flotación.

(b)

(a) (c)

Figura 3.3. Eyector de la planta piloto. (a) Vista lateral, (b) corte transversal e (c)

instalación dentro de la tubería

3.2.4. DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DEL CLARIFICADOR DE PLATOS

INCLINADOS (CPI)



53

IAF; Metcalf (2003) para CPIs. La metodología que se siguió para la obtención de

las dimensiones mostradas en la Tabla 3.7, se detalla en la sección 2.2.4, con los

que se obtuvo un CPI, que se muestra en la Figura 3.4 (pp. 449-456; p. 27; p. 37).

Tabla 3.7. Dimensiones del clarificador de platos inclinados (CPI) de la planta piloto

Dimensión Valor

Ancho (mm) 374,0

Largo (mm) 374,0

Alto (m) 1,1

Número de platos 5,0

Espaciamiento entre platos (mm) 50,8

Ángulo de inclinación (°) 60,0

Profundidad del espesador (mm) 263,0

Área efectiva (m2) 0,8

Volumen del clarificador IAF (L) 138,0

Figura 3.4. Clarificador de platos inclinados (CPI) de la planta piloto

54

La separación de los contaminantes y desarrollo del proceso IAF se realizó en

este CPI de 138,0 L, en el cual el fluido permaneció un tiempo de 3,5 min. La

caída de presión teórica calculada, para las condiciones de operación, fue

despreciable y la velocidad de carga contaminante fue de 117,6 kg/m2/d, valor

que se encontró dentro de los rangos expuestos por Shammas, Wang y Hahn

(2010) entre 24,0 y 268,8 kg/m2/d (p. 160).

El CPI tiene un área efectiva de flotación 0,8 m2, resultado de los platos inclinados

ubicados en la zona de separación. La utilización de platos inclinados incrementó

el área efectiva de flotación en un factor de 8. A medida que se incrementa el área

efectiva de flotación, aumenta la eficiencia del proceso, de esta manera se

obtienen equipos que ocupan menos espacio y que tratan mayores caudales,

como se evidenció en el CPI de 138,0 L que operó 1,8 m3/h de agua residual.

La planta de tratamiento piloto se armó en conjunto con el tamiz, de la Figura

AIII.1 del Anexo III, con el fin de determinar las condiciones de operación que son

reproducibles a escala industrial. La planta piloto se muestra en la Figura 3.5 y

siguió la metodología de operación del PID que se muestra en la Figura 3.6.

(a)

Figura 3.5. Planta de tratamiento primario con base en la flotación con aire inducido (IAF)

a escala piloto

55

ESCUELA POLITÉCNICA

NACIONAL

FACULTAD DE INGENIERÍA

QUÍMICA Y AGROINDUSTRIA

NOMBRE DEL PROYECTO:

Planta de tratamiento primario con base en la flotación con aire inducido a escala piloto

Línea de Tratamiento de Agua

ELABORADO POR: Juan Francisco Hidalgo Ruiz

PÁGINAS:

FECHA: Mayo de 2015 1 de 1

PID

Figura 3.6. PID de la planta de tratamiento con base en la flotación con aire inducido (IAF) a escala piloto

56

(b)

Figura 3.5. Planta de tratamiento primario con base en la flotación con aire inducido (IAF)

a escala piloto (continuación)

3.3. EVALUACIÓN DE LOS PARÁMETROS DE DISEÑO DEL

SISTEMA DE TRATAMIENTO PRIMARIO PARA LAS AGUAS

RESIDUALES DE UNA CURTIEMBRE A ESCALA PILOTO

De las tres condiciones de operación propuestas por Da Rosa y Rubio (2005) se

mantuvo constante el diseño del CPI porque la pérdida de carga en el equipo a

escala piloto resultó despreciable (p. 701).

En todos los casos de las secciones 3.3.1, 3.3.2 y 3.3.3 se graficó el promedio de

la remoción de los contaminantes para cada tratamiento, ya que cada dato está

dentro del intervalo de confianza, correspondiente al 95 %. Esto se determinó con

base a la evaluación de los datos experimentales obtenidos en el programa

Statgraphics Centurion (2007), donde se realizaron análisis estadísticos

57

detallados de los resultados obtenidos en las pruebas de jarras y pruebas piloto,

como se puede observar en el Anexo VI.

3.3.1. DETERMINACIÓN DE LA RELACIÓN DE COAGULANTE Y

FLOCULANTE EN EL LABORATORIO

Se evaluaron tres coagulantes con el fin de conseguir las concentraciones de

cada uno con la que se obtenga la máxima remoción de la turbidez. Los

coagulantes seleccionados fueron: sulfato de aluminio, el sulfato férrico y PAC,

porque se ha demostraron la eficiencia de estas sales en el tratamiento de aguas

residuales de curtiembre y el PAC se probó porque es una mezcla de óxidos de

aluminio y hierro que genera menores volúmenes de lodos, en comparación a los

otros coagulantes. El pH del agua residual se ajustó a 7 con el fin de obtener el

máximo desempeño de los coagulantes, ya que a un pH entre 5 y 9 los iones de

Al3+ y Fe3+ desestabilizan las partículas suspendidas. Las concentraciones que se

probaron se presentan en la Tabla 2.4. Los resultados se muestran a continuación

(pp. 120; 122; Zouboulis et al., 2006, p. 29).

3.3.1.1. Evaluación del sulfato férrico

El primer coagulante que se probó en el agua residual de curtimbre fue el sulfato

férrico y los valores de turbidez remanente se muestran en la Tabla 3.8.

Tabla 3.8. Turbidez remanente en el tratamiento del agua residual con Fe2(SO4)3

No. ensayo

Turbidez

inicial

(NTU)

Turbidez final (NTU)

Jarra

1

Jarra

2

Jarra

3

Jarra

4

Jarra

5

Jarra

6

Jarra

7

Jarra

8

Jarra

9

Jarra

10

1 503,6 473,5 469,4 460,2 449,7 440,7 432,9 416,4 402,9 397,9 402,9

2 509,5 479,5 475,6 466,2 455,8 446,4 437,9 422,0 407,9 403,4 408,4

3 509,8 479,4 475,8 466,4 455,2 446,6 438,6 421,9 402,1 406,6 408,4

4 510,4 480,1 475,9 466,3 455,7 447,5 439,4 422,6 409,2 403,5 409,0

Promedio 508,3 478,1 474,2 464,8 454,1 445,3 437,2 420,7 405,5 402,9 414,8

58

El tratamiento con el que se obtuvo la mínima turbidez remanente de 402,9 NTU

fue en la jarra No. 8, correspondiente a una concentración de 210 mg/L de sulfato

férrico. Después del tratamiento con sulfato férrico el agua residual tomó un color

anaranjado, propio del hierro oxidado (Fe+3). La representación gráfica de las

concentraciones promedio remanentes de la Tabla 3.8 se muestra en la Figura

3.7.

Figura 3.7. Turbidez remanente en el agua residual de curtiembre en función a la

concentración de sulfato férrico

3.3.1.2. Evaluación del policloruro de aluminio (PAC)

El segundo coagulante que se probó fue con PAC, las concentraciones

remanentes en el agua residual se muestran en la Tabla 3.9.

Tabla 3.9. Turbidez remanente en el tratamiento del agua residual con PAC

No.

ensayo

Turbidez

inicial

(NTU)


Jarra

1

Jarra

2

Jarra

3

Jarra

4

Jarra

5

Jarra

6

Jarra

7

Jarra

8

Jarra

9

Jarra

10

1 503,6 423,5 385,6 391,2 400,6 405,6 416,8 420,1 434,8 451,2 470,6

2 509,5 429,6 390,2 396,2 406,1 411,3 412,5 424,7 437,5 456,2 476,1

3 509,8 429,4 400,1 396,6 405,8 410,8 412,6 424,6 438,6 456,6 475,8

4 510,4 420,8 390,9 406,5 406,8 411,9 413,0 426,3 439,9 456,5 476,8

Promedio 508,3 425,8 391,7 397,6 404,8 409,9 413,7 423,9 437,7 455,1 474,8

59

En la jarra No. 2 correspondiente a una concentración de 70 mg/L de PAC, se

obtuvo la mínima turbidez remanente de 319,7 NTU. Los coágulos formados por

PAC sedimentaron mucho más rápido que los coágulos formados por sulfato

férrico y sulfato de aluminio. La representación gráfica de los resultados de la

Tabla 3.9 se observa en la Figura 3.8.


concentración de PAC

3.3.1.3. Evaluación del sulfato de aluminio

El último coagulante que se evaluó fue el sulfato de aluminio, los resultados que

se obtuvieron se muestran en la Tabla 3.10.

Tabla 3.10. Turbidez remanente en el tratamiento del agua residual con Al2(SO4)3

No.

ensayo

Turbidez

inicial

(NTU)


Jarra

1 Jarra

2 Jarra

3 Jarra

4 Jarra

5 Jarra

6 Jarra

7 Jarra

8 Jarra

9 Jarra

10

1 503,6 487,5 478,5 471,9 459,7 452,1 445,8 437,8 438,9 443,9 452,1

2 509,5 493,3 484,6 477,9 466,0 457,5 451,8 443,8 444,5 449,4 457,8

3 509,8 493,4 484,3 478,4 465,9 457,5 451,9 443,5 444,6 449,7 458,2

4 510,4 494,0 485,6 478,4 466,7 459,1 452,5 444,0 444,7 450,5 458,7

Promedio 508,3 492,1 483,3 476,7 464,6 456,6 450,5 442,3 443,2 448,4 456,7

60

En la jarra No. 7 correspondiente a la concentración de 170 mg/L de Al2(SO4)3, se

obtuvo una turbidez remanente de 442,3 NTU. La cantidad de coágulos formados

es mayor en comparación a los coagulantes con Al2(SO4)3 y PAC. La

representación gráfica de la Tabla 3.10 se muestra en la Figura 3.9.


concentración de sulfato de aluminio

La tendencia de las Figuras 3.7, 3.8 y 3.9 es similar. A medida que se incrementa

la concentración de coagulante, la superficie de los coloides del agua residual es

ocupada por iones metálicos hasta llegar a la saturación, en la concentración

óptima donde, a partir de dicha concentración, se reduce la probabilidad de

combinación entre coágulos, resultando en una reducción de la calidad del agua.

Con los resultados experimentales de las Tablas 3.8, 3.9 y 3.10 se calcularon los

porcentajes de remoción promedio para cada coagulante y se compararon en la

Figura 3.10. Los porcentajes de remoción promedio se muestran en las Tablas

AVI.1 a la Tabla AVI.3 del Anexo VI y su cálculo fue posible porque los datos

experimentales de las secciones 3.3.1.1, 3.3.1.2 y 3.3.1.3 estuvieron dentro del

intervalo de confianza mayor al 95 %.

En la evaluación del tipo de coagulante se apreció que el tratamiento con PAC fue

el más eficiente y el que menos dosificación requiere para alcanzar la máxima

61

remoción, 20 % menos en comparación a las dosificaciones requeridas por los

otros coagulantes. El tratamiento con Fe2(SO4)3 sigue a continuación del PAC

pero fue el que más dosificación requirió. El tratamiento menos eficiente fue con

Al2(SO4)3 y el que generó mayor cantidad de lodos, esto se debe al grado de

hidrolización del mismo, a comparación con los otros coagulantes, éste interactúa

con una mayor cantidad de coloides generando una mayor cantidad de lodos,

pero de peso insuficiente ya que la mitad de los flóculos permanecieron

suspendidos (Banuraman y Meikandaan, 2013, pp. 120, 122).

Figura 3.10. Porcentaje de remoción de la turbidez para cada coagulante en función a la

concentración de coagulante

Los tratamientos seleccionados para cada coagulante con los que se obtuvieron

las máximas remociones de la turbidez, como se observa en la Figura 3.10, se

muestran en la Tabla 3.11.

Tabla 3.11. Resultados de las concentraciones de coagulante con las que se obtuvieron las

máximas remociones de la turbidez

No.

Tratamiento

Concentración de

coagulante

Porcentaje de remoción de turbidez obtenido

(%)

1 210 mg/L de sulfato férrico 20

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

50 100 150 200 250

Po

rce

nta

je d

e r

em

oció

n d

e

turb

ide

z (

%)

Concentración de coagulante (mg/L)

Sulfato férrico PAC Sulfato de aluminio

62

Tabla 3.11. Resultados de las concentraciones de coagulante con las que se obtuvieron las

máximas remociones de la turbidez (continuación)

No.

Tratamiento

Concentración de

coagulante

Porcentaje de remoción de turbidez

obtenido (%)

2 60 mg/L de PAC 23

3 170 mg/L de sulfato de

alumínio

13

3.3.1.4. Evaluación de la poliacrilamida aniónica

A las concentraciones de cada coagulante con las que se obtuvieron la máxima

remoción de la turbidez, que se muestran en la Tabla 3.11, se probaron las

diferentes concentraciones del floculante de acuerdo a la Tabla 2.5, con el fin de

determinar la relación coagulante-floculante con la que se obtenga la máxima

remoción de la turbidez.

La poliacrilamida aniónica fue el único floculante que se probó, ya que se ha

demostrado, que para aguas residuales de curtiembre, existe un aumento en la

eficiencia de remoción y una disminución en la generación de lodos, frente a los

floculantes catiónicos. Para el tratamiento No. 1 de la Tabla 3.11, que

corresponde a 210 mg/L de Fe2(SO4)3, los resultados que se obtuvieron se


Tabla 3.12. Turbidez remanente en el tratamiento del agua residual de curtiembre con 210

mg/L de sulfato férrico y diferentes concentraciones de poliacrilamida

No. ensayo Turbidez

inicial (NTU)



1 503,6 225,7 182,1 122,4 132,5 147,0 168,8 190,9

2 509,5 227,4 184,5 124,6 132,2 149,4 170,2 192,5

3 509,8 227,1 184,5 124,8 132,6 149,7 170,8 190,0

4 510,4 227,1 184,7 124,9 132,8 149,2 170,3 192,5

Promedio 508,3 226,8 184,0 124,2 132,5 148,8 170,0 191,5

63

En la jarra No. 3, correspondiente a una concentración de 8 mg/L de

poliacrilamida, la turbidez mínima remanente fue de 124,2 NTU. La

representación gráfica de los valores de la turbidez de la Tabla 3.12 se observa

en la Figura 3.11.

Figura 3.11. Turbidez remanente en función a la concentración de poliacrilamida para una

concentración de 210 mg/L de Fe2(SO4)3 en aguas residuales de curtiembre

Se probó el tratamiento No. 2 de la Tabla 3.11 para las diferentes concentraciones

de poliacrilamida y los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 3.13.


mg/L de PAC y diferentes concentraciones de poliacrilamida

No. ensayo Turbidez

inicial (NTU)



1 503,6 263,1 225,6 169,0 141,5 102,4 112,3 122,5

2 509,5 266,1 227,8 171,1 142,8 104,7 114,3 123,5

3 509,8 266,2 228,3 171,0 143,7 104,8 114,6 124,0

4 510,4 266,9 228,4 171,2 143,5 104,9 114,8 124,1

Promedio 508,3 265,6 227,5 170,6 142,9 104,2 114,0 123,5

La jarra No. 5, correspondiente a la concentración de 10 mg/L de poliacrilamida

fue con la que se obtuvo la mínima turbidez remanente de 104,2 NTU. La

representación gráfica de los datos de la Tabla 3.13 se muestra en la Figura 3.12.

64


concentración de 60 mg/L de PAC en aguas residuales de curtiembre

Para el tratamiento No. 3 de la Tabla 3.11, que corresponde a una concentración

de 170 mg/L de Al2(SO4)3, se probaron las diferentes concentraciones de

poliacrilamida aniónica. Los valores de la turbidez que se obtuvieron se presentan

en la Tabla 3.14.


mg/L de sulfato de aluminio y diferentes concentraciones de poliacrilamida

No. ensayo Turbidez

inicial (NTU)



1 503,6 163,7 102,4 49,8 77,32 102,4 149,2 205,4

2 509,5 165,9 103,9 51,1 78,80 104,1 151,5 208,6

3 509,8 165,6 103,5 51,0 78,59 104,0 151,4 208,6

4 510,4 165,9 103,7 50,9 79,18 104,6 151,3 208,9

Promedio 508,3 165,3 103,4 50,7 78,47 103,8 150,9 207,9

En la jarra No. 8 correspondiente a una concentración de 8 mg/L de

poliacrilamida, se obtuvo una turbidez remanente mínima d 50,7 NTU. La

representación gráfica de los valores de la turbidez de la Tabla 3.14 se muestra

en la Figura 3.13.

65


concentración de 170 mg/L de Al2(SO4)3 en aguas residuales de curtiembre

Con los resultados experimentales de las Tablas 3.12, 3.13 y 3.14 se calcularon

los porcentajes de remoción promedio para cada tratamiento y se compararon en

la Figura 3.14. Los porcentajes de remoción promedio se muestran en las Tablas

AVI.4 a la Tabla AVI.6 del Anexo VI y fue posible su cálculo porque los datos

experimentales de esta Sección 3.3.1 no presentaron una desviación significativa.

Figura 3.14. Porcentaje de remoción de la turbidez para cada tratamiento de coagulante en

función a la concentración de floculante

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

6 7 8 9 10 11 12

Po

rce

nta

je d

e r

em

oci

ón

de

tu

rbid

ez

(%)

Concentración de poliacrilamida (mg/L)

210 mg/L de sulfato férrico 60 mg/L de PAC

170 mg/L de sulfato de aluminio

66

La tendencia de las Figuras 3.11, 3.12 y 3.13 es similar. A medida que se

aumenta la concentración de poliacrilamida, los radicales aniónicos del floculante

son ocupados por los coágulos con carga positiva hasta saturar la cadena

polimérica, que ocurre a la concentración óptima. A partir de dicha concentración

decrece la calidad del agua porque los coágulos ya no se unen a las cadenas de

poliacrilamida aniónica.

Los tratamientos coagulante-floculante con los que se obtuvieron las máximas

remociones de la turbidez para esta Sección 3.3.1.4, como se observa en la

Figura 3.14 se resumen en la Tabla 3.15. Para cada tratamiento se calculó la

relación coagulante-floculante y se seleccionó la relación con la que se obtuvo la

máxima remoción de la turbidez, que fue el tratamiento No. 6 correspondiente a la

concentración de 170 mg/L de sulfato de aluminio y 8 mg/L de poliacrilamida

aniónica.

Tabla 3.15. Resultados de los tratamientos coagulante-floculante con los que se obtuvo la

máxima remoción de la turbidez

No.

tratamiento Características

Porcentaje de

remoción obtenido

(%)

Relación

Coagulante-

Floculante

4 210 mg/L de sulfato férrico y 8

mg/L de poliacrilamida 76 26:1

5 60 mg/L de PAC y 10 mg/L de

poliacrilamida 80 6:1

6 170 mg/L de sulfato de alumínio

y 8 mg/L de poliacrilamida 90 21:1

El sulfato de aluminio como se concluyó en la sección 3.3.1.3, fue el coagulante

menos eficiente, pero junto con la poliacrilamida aniónica obtienen la máxima

remoción de la turbidez, esto se debe al gran número de radicales aniónicos

presentes en las cadenas poliméricas de la poliacrilamida aniónica que interactúa

con los coágulos de sulfato de aluminio. El sulfato férrico y PAC no alcanzan al

grado de hidrolización del sulfato de aluminio y no todos los radicales del polímero

aniónico son ocupados por iones de los coágulos, alcanzando menores

remociones.

67

3.3.2. DETERMINACIÓN DE LA CONCENTRACIÓN DE COAGULANTE Y

FLOCULANTE EN LA PLANTA PILOTO

Con el empleo de la relación coagulante-floculante, con la que se obtuvo la

máxima remoción de la turbidez, determinada en la sección 3.3.1, se probaron

distintas concentraciones de coagulante y floculante, de acuerdo a la Tabla 2.6

con el objetivo de seleccionar las concentraciones de coagulante y floculante que

alcanzaron la máxima remoción de la turbidez. La determinación de estas

concentraciones de coagulante y floculante se realizó en la planta de tratamiento

piloto.

Las concentraciones de coagulante y floculante analizadas a escala laboratorio,

en la sección 3.3.1, no son reproducibles a escala piloto, ya que no se

consideraron varios factores como la aireación, el sistema de homogeneización y

el diseño del CPI, que forman parte del tratamiento propuesto, por lo que se

determinó las concentraciones de coagulante y floculante en la planta piloto.

Se retiraron los sólidos con tamaño superior a 1,2 mm, con una malla plástica No.

10 acoplada a un cilindro, como se presenta en la Figura AIII.1 del Anexo III. Este

tamiz se colocó al inicio de la tubería de succión, para que tenga las funciones de

una válvula de pie y asemejar la función del filtro de discos, con el fin de que las

partículas suspendidas no dificulten el funcionamiento de la bomba.

Debido al volumen insuficiente del tanque de recolección de aguas residuales de

2,2 m3, se caracterizó la turbidez inicial dos veces, cada una de ellas es un

promedio de tres muestreos, con el fin de completar las pruebas con todos los

flujos de aire. La primera caracterización corresponde a los flujos de aire desde

los 50 a 120 L/min y la segunda caracterización desde los 130 hasta los 190

L/min.

El primer tratamiento que se probó fue el No. 7, de acuerdo a la Tabla 2.6,

correspondiente a una concentración de 400 mg/L de Al2(SO4)3 y 19 mg/L de

poliacrilamida. Los resultados que se obtuvieron se muestran en la Tabla 3.16.

68

Tabla 3.16. Turbidez remanente para diferentes flujos de aire con la adición de 400 mg/L

de Al2(SO4)3 y 19 mg/L de poliacrilamida

Caudal de aire (L/min)

50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190

Turbidez inicial de 509 NTU Turbidez inicial de 509 NTU

No.

Ensayo Porcentaje de remoción de la turbidez (%)

Ensayo 1 258 217 183 165 157 155 159 169 172 185 202 216 231 247 277

Ensayo 2 258 217 183 164 157 155 159 169 172 185 202 216 231 248 277

Ensayo 3 258 217 183 165 158 155 158 169 172 185 203 216 232 247 277

Promedio 258 217 183 165 158 155 159 168 172 185 202 216 231 247 277

La mínima turbidez remanente fue 155 NTU y se obtuvo a un caudal de aire de

100 L/min. La representación gráfica de la Tabla 3.16 se observan en la Figura

3.15.

Figura 3.15. Turbidez remanente en función al flujo de aire para una concentración de 400

mg/L de Al2(SO4)3 y 19 mg/L de poliacrilamida en aguas residuales de curtiembre

El segundo tratamiento que se probó fue el No. 8, de acuerdo a la Tabla 2.6, que

corresponde a una concentración de 600 mg/L de sulfato de aluminio y 28 mg/L

de poliacrilamida aniónica. Los resultados que se obtuvieron se observan en la

Tabla 3.17.

69




50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


No.


Ensayo 1 305 278 232 217 185 168 149 139 135 142 150 169 204 242 294

Ensayo 2 305 278 232 216 185 168 149 139 135 142 150 169 204 242 294

Ensayo 3 305 278 232 217 185 168 150 139 135 142 150 169 204 243 294

Promedio 305 278 232 217 185 168 149 139 135 141 150 169 204 243 294

La mínima turbidez remanente del 135 NTU de la turbidez se obtuvo a un caudal

de 130 L/min de aire. La representación gráfica de los datos de la Tabla 3.17 se

muestra en la Figura 3.16.



El tercer tratamiento que se probó fue el No. 9, de acuerdo a la Tabla 2.6, que


de poliacrilamida aniónica. Los resultados que se obtuvieron se presentan en la

Tabla 3.18.

70




50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


No.


Ensayo 1 321 299 260 237 218 190 174 151 134 126 123 131 150 183 264

Ensayo 2 321 299 259 238 218 190 174 151 134 125 123 132 151 184 264

Ensayo 3 321 299 260 237 219 191 175 152 134 126 123 131 150 183 264

Promedio 321 298 260 237 218 190 174 151 133 126 123 131 150 183 264

La mínima turbidez remanente de 123 NTU se obtuvo a un caudal de aire de 150

L/min. La representación gráfica de los datos de la Tabla 3.18 se observa en la

Figura 3.17.



El último tratamiento que se probó fue el No. 10, de acuerdo a la Tabla 2.6, que


de poliacrilamida aniónica. Los resultados que se obtuvieron se muestran en la

Tabla 3.19.

71




50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


No.


Ensayo 1 348 315 297 276 258 235 217 202 187 175 167 160 154 151 165

Ensayo 2 348 315 297 275 258 235 217 202 187 175 167 160 154 151 165

Ensayo 3 348 315 297 276 258 235 217 202 187 175 168 161 153 151 165

Promedio 348 315 297 276 259 235 217 202 186 175 167 160 154 151 166

La mínima turbidez remanente de 151 NTU se obtuvo a un caudal de aire de 180

L/min. La representación gráfica de los datos de la Tabla 3.19 se muestra en la

Figura 3.18.

Figura 3.18. Turbidez remanente en función al flujo de aire para una concentración de

1000 mg/L de Al2(SO4)3 y 47 mg/L de poliacrilamida en aguas residuales de curtiembre

La tendencia de las Figura 3.16 a la Figura 3.18, de la Sección 3.3.2, es la misma.

A medida que se incrementa la concentración de coagulante y floculante,

aumenta la demanda de flujo de aire. Esto se debe a la formación de un mayor

número de coloides al añadir más químicos, que requieren de mayor número de

72

burbujas para la adhesión o encapsulamiento y posterior separación. Si el caudal

de aire sobrepasa el caudal óptimo, las burbujas de aire superarán ampliamente a

los coloides, acrecentando la turbulencia en el medio acuoso, provocando

cambios en los regímenes e impidiendo para que los aglomerados alcancen la

superficie. Si el caudal de aire está por debajo del caudal requerido, las burbujas

de aire son insuficientes para remover todos los coloides formados, dejando

suspendida a la materia coloidal. El exceso o deficiencia del flujo de aire en

comparación al caudal óptimo resulta en una disminución de la calidad de agua

obtenida.

Con los resultados experimentales de las Tablas 3.16 a la Tabla 3.19 se

calcularon los porcentajes de remoción promedio para cada tratamiento y se

compararon en la Figura 3.19. Los porcentajes de remoción promedio se

muestran en las Tablas AVI.7 a la Tabla AVI.10 del Anexo VI y fue posible su

cálculo porque los datos experimentales de esta sección 3.3.2 no presentaron una

desviación significativa.

Figura 3.19.Porcentajes de remoción de la turbidez en función al caudal de aire para cada

tratamiento coagulante-floculante

30

35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

0 50 100 150 200

Re

mo

ció

n d

e tu

rbid

ez (

%)


Tratamiento 9 Tratamiento 10

Tratamiento 8 Tratamiento 7

73

Con base a la figura Figura 3.19 se seleccionó las concentraciones de coagulante

y floculante con las que se obtuvo el máximo porcentaje de remoción de la

turbidez, que resultó ser del 76 % para 800 mg/L de sulfato de aluminio y 38 mg/L

de poliacrilamida aniónica.

3.3.3. DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE OPERACIÓN ÓPTIMAS

PARA EL TRATAMIENTO PROPUESTO

Con las concentraciones de coagulante y floculante de 800 mg/L de Al2(SO4)3 y

38 mg/L de poliacrilamida, determinadas en la sección 3.3.2 con las que se

obtuvo la máxima remoción de la turbidez, se probaron distintos flujos de aire, de

acuerdo a la Tabla 2.6, para determinar el flujo de aire con el que se obtenga la

máxima remoción de los parámetros físico-químicos.

Se volvió a evaluar el flujo de aire para la presente sección, ya que a pesar de

que a 150 L/min de aire se obtuvo la máxima remoción de la turbidez en la

sección 3.3.2, no se tiene la certeza que exista la máxima remoción en los

parámetros físico-químicos, como: A&G, DBO5, DQO, SST y sulfuros, pero ayudó

a predecir que el flujo de aire óptimo sería a 150 L/min o cercano.

Al igual que en la Sección 3.3.2, los parámetros físico-químicos iniciales se

caracterizaron dos veces, cada caracterización es un promedio de tres

repeticiones. A continuación se muestran los resultados de las caracterizaciones

en la Tabla 3.20.

Los resultados de la primera y la segunda caracterización de la Tabla 3.20

difieren, esto se debe a la variabilidad en los procesos de curtición, que como se

mencionó en la sección 3.1, dependen de varios factores, por lo que, para la

comparación de los resultados se calculó el porcentaje de remoción de cada

parámetro físico-químico con base al promedio inicial y el promedio final

obtenidos. En las Tabla 3.21 a la Tabla 3.25 se muestran los resultados

experimentales de cada repetición junto con el porcentaje de remoción promedio

74

calculado. Las caracterizaciones realizadas por el laboratorio acreditado para el

agua residual antes y después del tratamiento propuesto se observan en el Anexo

V.

Tabla 3.20. Primera y segunda caracterización del agua residual de la curtiembre

Parámetros

Primera caracterización Segunda caracterización

Muestra No. A&G

(ppm) DBO5

(ppm) DQO

(ppm) SS

(ppm) S

2-

(ppm) A&G

(ppm) DBO5

(ppm) DQO

(ppm) SS

(ppm) S

2-

(ppm)

Muestra 1 17,8 1694 2458 206 13,2 20,8 1883 2866 208 12,1

Muestra 2 18,9 1687 2397 197 15,4 21,4 1848 2920 198 12,9

Muestra 3 19,7 1548 2488 184 14,3 22,4 1779 2961 184 13,4

El primer parámetro físico-químico que se evaluó fueron los A&G que se muestran

en la Tabla 3.21.

Tabla 3.21. Concentración remanente de A&G para diferentes flujos de aire a una

concentración de 800 mg/L de Al2(SO4)3 y 38 mg/L de poliacrilamida


50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190

Segunda caracterización Tercera caracterización

No. de ensayo Concentración de A&G del efluente (mg/L)

Análisis 1 9,5 9,8 8,7 9,6 8,6 8,9 8,5 8,3 7,9 8,2 7,3 8,4 9,1 9,7 10,6

Análisis 2 10,0 9,9 9,1 8,7 9,0 8,4 8,9 8,0 8,3 7,7 7,5 8,6 9,4 9,4 10,4

Análisis 3 9,4 9,1 9,6 9,3 8,4 8,9 8,2 8,4 8,0 7,5 7,9 8,0 9,6 9,3 9,9

Remoción

promedio (%) 49,6 49,7 52,2 51,1 53,9 53,5 54,6 56,2 57,1 58,5 64,9 61,3 56,5 56,0 52,2

El máximo porcentaje de remoción de los A&G del 64,9 % se alcanzó a un caudal

de aire de 150 L/min de aire, la representación gráfica del porcentaje de remoción

de los A&G de la Tabla 3.21 se encuentra en la Figura 3.20. Los procesos IAF se

caracterizan por su elevada eficiencia en la remoción de A&G, ya que al presentar

una polaridad y densidad opuesta al medio que los contiene, se acelera su

separación con las burbujas de aire que se introducen.

75

Figura 3.20. Porcentaje de remoción de A&G en función al flujo de aire a una


El siguiente parámetro físico-químico que se estudió fue la DBO5 y los resultados

obtenidos se muestran en la Tabla 3.22.

Tabla 3.22. Concentración remanente de DBO5 para diferentes flujos de aire a una



50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


Ensayo No. Concentración de DBO5 del efluente (mg/L)

Análisis 1 1028 1004 932 798 684 724 621 578 622 542 614 764 862 964 951

Análisis 2 1004 963 959 813 732 602 684 591 648 554 601 704 872 921 994

Análisis 3 1031 984 904 847 712 651 612 624 639 564 619 712 891 966 964

Remoción

promedio (%) 37,9 40,1 43,3 50,1 56,8 59,9 61,1 63,6 65,4 69,9 66,7 60,4 52,4 48,3 47,2

El máximo porcentaje de remoción de la DBO5, del 69,9 %, se alcanzó a un

caudal de aire de 140 L/min de aire. La elevada remoción obtenida se debe a que

gran parte de los sólidos suspendidos son materia orgánica que pertenece al

proceso de pelambre. El porcentaje de remoción promedio de la DBO5 de la Tabla

3.22 se grafica en la Figura 3.21.

40

45

50

55

60

65

70

50 70 90 110 130 150 170 190 210

Re

mo

ció

n d

e A

&G

(%

)


76

Figura 3.21. Porcentaje de remoción de DBO5 en función al flujo de aire a una


El siguiente parámetro físico-químico que se evaluó fue la DQO y los resultados

obtenidos con el porcentaje de remoción promedio se muestran en la Tabla 3.23.

Tabla 3.23. Concentración remanente de DQO para diferentes flujos de aire a una



50 60 70 80 90 100 110 120

Primera caracterización

Ensayo No. Concentración de DQO del efluente (mg/L)

Análisis 1 1477 1397 1396 1304 1283 1178 1213 1175

Análisis 2 1465 1402 1413 1274 1243 1243 1184 1166

Análisis 3 1467 1427 1387 1319 1208 1208 1193 1184

Remoción promedio (%) 40,0 42,4 42,9 46,9 49,1 50,6 51,1 52,0


130 140 150 160 170 180 190

Segunda caracterización

Ensayo No. Concentración de DQO del efluente (mg/L)

Análisis 1 1284 1246 1217 1385 1501 1602 1689

Análisis 2 1267 1202 1255 1418 1548 1672 1673

Análisis 3 1265 1232 1204 1421 1574 1596 1645

Remoción promedio (%) 56,4 57,9 58,0 51,7 47,1 44,3 42,8

20

30

40

50

60

70

80

50 70 90 110 130 150 170 190 210

Re

mo

ció

n d

e la

DB

O5

(%

)


77

El máximo porcentaje de remoción de la DQO del 58,0 % se alcanzó a un caudal

de aire de 150 L/min de aire. La remoción de la DQO se debe, en su mayoría, a la

materia orgánica removida, expresada en términos de la DBO5, es por esta razón

la similitud entre la Figura 3.21 y la Figura 3.22. La remoción de la materia

inorgánica, procedente de las sales de cromo y sodio añadidas en la etapa de

curtido y recurtido, con base en tratamientos primarios, no es factible, por lo que

se requieren de tratamientos de afinamiento como: filtración, electrólisis y ósmosis

inversa.

La representación gráfica de los datos de la Tabla 3.23 se observa en la Figura

3.22.

Figura 3.22. Porcentaje de remoción de DQO en función al flujo de aire a una


A continuación se analizaron los SST, los resultados obtenidos se muestran en la

Tabla 3.24. El máximo porcentaje de remoción de los SST es del 74,6 %, se

alcanzó a un caudal de aire de 150 L/min de aire. La mayoría de los sólidos

suspendidos son materia orgánica con carácter hidrofílico, es decir, con afinidad

hacia el medio acuoso, por lo que, para su separación se requiere de una fuerza

externa, como las burbujas de aire, que obliguen a la separación de las partículas

30

35

40

45

50

55

60

40 60 80 100 120 140 160 180 200

Re

mo

ció

n d

e la

DQ

O (

%)


78

suspendidas del medio acuoso. Al ser coloides de tamaño aproximado a 1 200

μm, son arrastrados con facilidad por burbujas de tamaño de 7 353 μm, como es

característica de los procesos IAF.

Tabla 3.24. Concentración remanente de SST para diferentes flujos de aire a una



50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


Ensayo No. Concentración de SST del efluente (mg/L)

Análisis 1 116 101 92 101 92 94 75 67 73 55 51 64 81 88 99

Análisis 2 128 112 101 91 94 88 81 65 62 52 52 64 75 84 101

Análisis 3 125 102 97 97 102 91 82 66 70 51 47 61 84 89 97

Remoción

promedio (%) 31,7 41,7 45,0 50,8 50,9 53,5 59,5 66,3 65,1 73,1 74,6 68,2 59,3 55,8 49,7

La representación gráfica de los datos de la Tabla 3.24 se encuentra en la Figura

3.23.

Figura 3.23. Porcentaje de remoción de SST en función al flujo de aire a una


20

30

40

50

60

70

80

50 70 90 110 130 150 170 190 210

Re

mo

ció

n d

e lo

s S

ST

(%

)


79

El último parámetro físico-químico que se evaluó fueron los S2-. Los resultados se


Tabla 3.25. Concentración remanente de sulfuros para diferentes flujos de aire, a una



50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


Ensayo No. Concentración de S2-

del efluente (mg/L)

Análisis 1 0,3 0,2 0,3 0,3 0,2 0,3 0,3 0,1 0,4 0,3 0,2 0,3 0,1 0,1 0,1

Análisis 2 0,2 0,3 0,2 0,2 0,2 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,2 0,2 0,1 0,1 0,1

Análisis 3 0,3 0,2 0,2 0,3 0,1 0,3 0,2 0,1 0,3 0,2 0,1 0,2 0,2 0,1 0,1

Remoción

promedio (%) 98,0 98,3 98,3 98,1 98,8 98,1 98,1 99,1 97,7 98,4 98,7 97,7 99,0 99,2 99,2

El máximo porcentaje de remoción de sulfuros que se obtuvo fue del 99,2 %, se

logró a un flujo de aire de 180 y 190 L/min. La elevada remoción alcanzada en

todos los flujos no se debe a la aireación que se proporcionó durante la

experimentación ya que se indujo aire por 3,5 min, tiempo insuficiente para oxidar

sulfuros que requieren, por lo menos, de 3 horas para alcanzar las remociones

obtenidas. La posible razón, es que existió una gran cantidad de oxígeno disuelto

en las aguas residuales y éste oxidó los sulfuros presentes durante el tiempo

entre la recolección y el análisis de la muestra. La representación gráfica de los

datos de la Tabla 3.25 se muestra en la Figura 3.24.

Se graficaron los porcentajes de remoción promedio ya que los datos

experimentales no presentaron una desviación significativa de acuerdo a las

Figuras AVI.1 a la Figura AVI.5 del Anexo VI.

El flujo de aire con el que se obtuvo las máximas remociones en la mayoría de los

parámetros físico-químicos fue a 150 L/min, como se aprecia en la Tabla 3.26, en

la cual se compararon los flujos de aire de 140 y 150 L/min con los que se

obtuvieron las máximas remociones de los contaminantes. En la Tabla 3.26 con

un flujo de 150 L/min la remoción de A&G mejora en un 6,4 %, la remoción de la

80

DBO5 es superior en un 3,2 % con un flujo de 140 L/min, la remoción de la DQO

es igual para los dos flujos y la remoción de SST es superior en un 1,5 % con un

flujo de 150 L/min, por lo que se seleccionó el flujo de 150 L/min. En las

comparaciones de la Tabla 3.26 se excluyó la remoción de sulfuros ya que los

resultados no son confiables como se explicó en el párrafo anterior.

Figura 3.24. Porcentaje de remoción de sulfuros en función al flujo de aire a una


Tabla 3.26. Comparación de los porcentajes de remoción obtenidos con los flujos de 140 y

150 L/min de aire

Flujo de aire

Parámetro físico-químico

140 L/min 150 L/min

Aceites y grasas 58,5 64,9

Demanda biológica de oxígeno 69,9 66,7

Demanda química de oxígeno 57,9 58,0

Sólidos suspendidos totales 73,1 74,6

Como se supuso en la Sección 3.3.2 la mejor condición de operación es a un flujo

de aire de 150 L/min con lo que se obtiene los siguientes parámetros necesarios

para el diseño de la planta de tratamiento a escala industrial de la Sección 3.4:

97,5

97,7

97,9

98,1

98,3

98,5

98,7

98,9

99,1

99,3

99,5

50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190

Re

mo

ció

n d

e lo

s su

lfu

ros

(%

)


81

Concentración de 800 mg/L de sulfato de aluminio

Concentración de 38 mg/L de poliacrilamida aniónica

Relación A/S de 20,8

Velocidad de carga contaminante de 4,9 kg/h/m2

La evaluación de la eficiencia del tratamiento propuesto consiste en la

comparación de los porcentajes de remoción obtenidos de cada parámetro físico-

químico con los porcentajes propuestos por la EIPPCB y la UNIDO para

tratamientos primarios que incluyan homogeneización, coagulación, floculación y

flotación. En la Tabla 3.27 se presenta la evaluación del tratamiento propuesto

frente a los resultados presentados por estas dos organizaciones.

Tabla 3.27. Porcentajes de remoción obtenidos con base en el tratamiento propuesto para

varios parámetros físico químicos

Parámetro contaminante

Porcentaje de remoción

expuesto por la EIPPCB y la

UNIDO (%)

Porcentaje de

remoción obtenido

(%)

Cumplimiento

A&G >60 64,9 Si

DBO5 55-75 66,7 Si

DQO 55-75 58,0 Si

SST 80-95 74,6 No

Sulfuros 2-5 mg/L 0,3 mg/L N/A

(EIPPCB, 2013, p. 179; UNIDO, 2011, p. 11)

Los porcentajes de remoción alcanzados para los A&G, DBO5 y DQO están

dentro de los rangos propuestos por la EIPPCB y la UNIDO, pero no se llegó a la

remoción deseada en los SST, esto se debió a la ubicación de la dosificación del

coagulante y floculante. El cumplimiento en la remoción de sulfuros no se pudo

determinar por las razones explicadas en la Página 79.

La dosificación de los químicos se efectuó antes de la bomba para aprovechar el

efecto de succión, ya que no se disponía de bombas dosificadoras. La desventaja

de la configuración empleada fue que, la velocidad de giro de los álabes de la

bomba destruyó las cadenas poliméricas de la poliacrilamida, reduciendo la

capacidad de absorción del polímero. La velocidad máxima de agitación para un

82

floculante no debe superar las 750 rpm, según Dahlstrom (2008) y la velocidad de

giro de los álabes de la bomba, durante la experimentación en la planta piloto, fue

a 3 450 rpm (p. 182).

3.4. DIMENSIONAMIENTO DE LA PLANTA DE TRATAMIENTO

PRIMARIO PARA LAS AGUAS RESIDUALES DE UNA

CURTIEMBRE CON BASE EN LA FLOTACIÓN CON AIRE

INDUCIDO (IAF)

3.4.1. DETERMINACIÓN DEL CAUDAL DE DISEÑO

Se diseñó una planta de tratamiento primario para una capacidad 5,3 m3/h de

aguas residuales de curtiembre con base en la flotación con aire inducido. La

determinación del caudal de diseño se realizó sobre la base en la Ecuación [2.16],

para lo que se requirió conocer el consumo de agua por piel fresca y por parada,

el peso de una parada de pieles y el tiempo máximo de tratamiento.

El consumo de agua por procesos se determinó con base a las formulaciones de

la Curtiduría Hidalgo que se resumen en la Figura 3.25.

Figura 3.25. Consumo de agua en la Curtiduría Hidalgo

0%

20%

40%

60%

80%

100%

120%

0

2

4

6

8

10

12

14

16

Ribera Recurtido Curtido

Co

nsu

mo

de

agu

a (m

3/t

)

Proceso

Consumo de agua Porcentaje

83

El consumo de agua promedio en los procesos de la Curtiduría Hidalgo es de 25,7

m3/tpf (1 tpf = 1 tonelada de piel fresca). Este consumo comprende el agua como

materia prima mas no como servicio industrial. El agua como servicio representa

entre el 40 y 50 % de los efluentes, por lo que se determinó el consumo total de la

curtiembre con base a dicho porcentaje que resultó ser de 42,9 m3/tpf. Este

consumo de agua concuerda con los valores expuestos por Lorber et al. (2010) y

Rivela et al. (2010) para curtiembres en Latinoamérica (p. 69; p. 87).

El tiempo de tratamiento se determinó en función al tiempo de procesamiento de

una parada de piel. Cada parada de pieles crudas inicia el día uno a las 8:00 am y

finaliza el día dos a las 4:00 pm, en donde se recolecta la última descarga de

aguas residuales. La siguiente parada inicia el día tres a las 8:00 am por, por lo

que el agua residual debe ser tratada en un tiempo máximo 16,1 h.

El peso máximo de una parada que ingresa al proceso de curtición es de 2 tpf.

Con estos datos y la Ecuación [2.16] se determinó el caudal de diseño que resultó

ser de 5,3 m3/h.

3.4.2. DISEÑO DEL TANQUE DE HOMOGENEIZACIÓN

El tanque de homogenización se diseñó sobre la base de la Ecuación [2.17] y se

obtiene un tanque de las dimensiones presentadas en la Tabla 3.28.

Tabla 3.28. Dimensiones del tanque de homogeneización

Dimensiones Valor Unidades

Pendiente 2 %

Volumen 39,3 m3

La geometría del tanque se asumió cúbica para evitar los cortos circuitos

hidráulicos y que no existan puntos muertos. La pendiente del 2% en todo el piso

del tanque asegura la evacuación de los lodos sedimentados (Metcalf, 2003, p.

343).

84

3.4.3. DIMENSIONAMIENTO DEL SISTEMA HIDRÁULICO

El dimensionamiento del sistema hidráulico se realizó en función a la Ecuación

[2.3], donde se determinó las características de las bombas, tuberías y accesorios

que se detallan de la Tabla 3.29 a la Tabla 3.32. La comprobación del diseño se

realizó sobre la base de la comparación de la velocidad de flujo obtenida, de 1,2

m/s, frente a los datos expuestos por la USABlueBook (2008) que constan en la

Figura AIII.2 del Anexo III (p. 81).

Tabla 3.29. Características de la bomba sumergible para aguas negras

Descripción Valor Unidades

Marca Myers -

Tipo Sumergible / aguas negras

Modelo ME45 -

Potencia del motor 1,5 kW

Caudal máximo 265,0 L/min

Altura máxima 26,5 m

Velocidad del motor 3450 rpm

Tabla 3.30. Características de la bomba dosificadora de coagulante


Marca ITC -

Tipo Pistón -

Modelo 60-AP44-P77_M -

Caudal máximo 432 L/h

Máxima presión de operación 4,5 bar

Tabla 3.31. Características de la bomba dosificadora de floculante


Marca ITC -

Tipo Pistón -

Modelo 62-A21-BP2_M -

Caudal máximo 200 L/h

Máxima presión de operación 8,0 bar

85

Tabla 3.32. Tuberías y accesorios del sistema hidráulico

Tubería y accesorios Diámetro nominal (mm) Longitud o Cantidad

Tubería principal 40 16,1 m

Tubería secundaria 32 8,6 m

Tubería suplementaria 50 0,1 m

Válvula de retención 40 1

Válvula de compuerta 40 2

Válvula de pie con colador 40 1

Tee 40 5



Reducción de 1½ a a1¼ plg - 8

Reducción de 2 a 1½ plg - 2

Tee 50 1

A diferencia de la bomba de captación que se utilizó en la experimentación a

escala piloto, esta bomba de tipo sumergible succiona posibles sólidos que no se

hayan retenido en los tratamientos preliminares.

La dosificación de los químicos en la planta industrial se recomienda después de

la bomba de captación, para evitar la destrucción del flóculo por la acción de

cizalla de los álabes como sucedió en la experimentación en la planta piloto, por

lo que el desempeño del floculante no se verá afectado. Además el mecanismo de

inyección de las bombas es de tipo pistón, lo que asegura la presión de

dosificación.

Se requiere de una bomba sumergible de 1,5 kW que supla la pérdida de carga

teórica del sistema de 18,6 m de agua. Se seleccionó dos bombas dosificadoras

para el suministro de coagulante y floculante; en el caso del coagulante se debe

vencer una caída de presión de 5,4 m de agua y proporcionar un flujo de 432 L/h

de una solución de Al2(SO4)3 al 5,7 % y para el floculante se requiere vencer una

caída de presión de 3,3 m de agua y proporcionar un flujo de 170 L/h de una

solución de poliacrilamida aniónica al 0,1 %.

86

La tubería seleccionada es de PVC ya que este material resiste la agresividad de

las aguas residuales de curtiembre. Las mangueras de las bombas dosificadoras

que recomienda el fabricante, por la naturaleza de los químicos, son de

polietileno. A continuación se presentan en la Tabla 3.32 las características de la

tubería y accesorios que se obtuvieron del dimensionamiento hidráulico, dentro de

la tabla se incluyen los accesorios y tubería que conforman el floculador

hidráulico.

3.4.4. DISEÑO DEL PROCESO DE HOMOGENEIZACIÓN

La mezcla rápida del coagulante, floculante y agua residual se realizó en un

agitador estático y un floculador hidráulico. El agitador estático se diseñó sobre la

base del procedimiento descrito por Komax Systems Inc. (2013) descrito en la

sección 2.2.2 y se obtuvo un equipo de las dimensiones presentadas en la Tabla

3.33 (p. 1).

Tabla 3.33. Dimensiones del agitador estático


Diámetro nominal de los elementos 40 mm

Largo 23,4 cm

Número de elementos 4 -

Longitud de cada elemento 5,8 cm

Material Duralón® -

Los elementos del agitador son de hechos en Duralón® (nylon poliamida) debido

a la resistencia del material frente a medios agresivos y su bajo coste de

elaboración. Los elementos son dispuestos dentro de una tubería de PVC de 40

mm de diámetro nominal. La caída de presión teórica calculada, para las

condiciones de operación es de 1,9 m de agua, con un gradiente de velocidad de

9,5E+04 rpm y un tiempo de retención de 0,2 s. Estos parámetros obtenidos

concuerdan con lo expuesto por Metcalf (2003) para equipos de

87

homogeneización. El esquema del agitador estático junto con sus dimensiones se

muestra en la Figura 3.26 (p. 348).

Figura 3.26. Agitador estático para la planta industrial

Dentro del proceso de homogenización también se diseñó el floculador hidráulico

en función a la Ecuación [2.6] y el procedimiento descrito en la Sección 2.2.2. Se

determinó un floculador hidráulico de las características que se muestran en la

Tabla 3.34.

Tabla 3.34. Dimensiones del floculador hidráulico

Tubería o accesorios Diámetro nominal (mm) Longitud (m) o Cantidad

Tubería 1 40 8,6

Tubería 2 32 8,6



Reducción de 1 ½ a 1 ¼ plg - 6

La caída de presión teórica, para las condiciones de operación, es de 2,2 m de

agua, con un gradiente de velocidad de 1,4E+04 rpm. Estos parámetros

concuerdan con lo expuesto por Metcalf (2003) para equipos de

homogeneización. El esquema del floculador se muestra en la Figura 3.27 (p.

348).

88

Figura 3.27. Floculador hidráulico para la planta industrial

3.4.5. DISEÑO DEL PROCESO DE FLOTACIÓN

3.4.5.1. Diseño del eyector

La mezcla de las dos fases (aire y agua) y la generación de burbujas se realiza en

un eyector, el cual se diseñó sobre la base de los procedimientos descritos por

Mattaix (2011), Omer y Ashgriz (2011), que constan en la sección 2.2.3, y la

relación A/S determinada en la sección 3.3.3, que permitió conocer la cantidad de

aire que ingresa al eyector. Se obtuvo un eyector de las dimensiones que se

observan en la Tabla 3.35 (p. 138; pp. 506-508).

Tabla 3.35. Dimensiones del eyector

Características Valor Unidades

Diámetro nominal de entrada 40 mm

Diámetro de salida 2,4 mm

Longitud sin rosca 3,5 cm

Longitud (incluido rosca) 9,4 cm

89

El número de Weber calculado fue de 536, que junto, con el número de Reynolds

de 8E+05 deben encontrarse dentro de la región de atomización de la Figura

AIII.5 del Anexo III, ya que de esta manera se asegura el fraccionamiento de las

burbujas de aire. El esquema del equipo se muestra en la Figura 3.28.

Figura 3.28. Eyector para la planta industrial

3.4.5.2. Diseño del clarificador de platos inclinados (CPI)

El CPI se diseñó en función a los procedimientos descritos por Wang et al. (2005)

para equipos de flotación; Shammas y Bennett (2010), para equipos IAF; Metcalf

(2003) para CPI, con los que se obtuvo un CPI de las dimensiones mostradas en

la Tabla 3.36, a partir de la 𝑣𝑠 determinada en la sección 3.3.3 y las ecuaciones

descritas en la sección 2.2.4 (pp. 449-456; p. 27; p. 375).

Tabla 3.36. Dimensiones del clarificador de platos inclinados (CPI)


Ancho (mm) 625,0 mm

Largo (mm) 625,0 mm

Alto (mm) 1156,7 mm

Ancho del canal de ingreso (mm) 70 mm

Número de platos 10 -

90

Tabla 3.36. Dimensiones del clarificador de platos inclinados (CPI) (continuación)


Espaciamiento entre platos (mm) 50,8 mm

Ángulo de inclinación (°) 60,0 °

Profundidad del espesador (mm) 541,0 mm

Volumen del tanque IAF (L) 310,6 L

Diámetro de la boca de ingreso 50 mm

Diámetro de las 2 bocas de salida 25 mm

La separación de los contaminantes y desarrollo del proceso IAF se realiza en un

CPI de 310,6 L, en el cual el fluido permanece un tiempo de 3,5 min. La caída de

presión teórica calculada, para las condiciones de operación, fue despreciable y la

velocidad de carga hidráulica fue de 0,3 m/min, valor que se encuentra dentro de

los rangos expuestos por Shammas y Bennett (2010). El esquema del equipo se

muestra en la Figura 3.29 (pp. 27, 103-106).

Figura 3.29. Clarificador de platos inclinados (CPI) para la planta industrial

El área efectiva de flotación es 1,9 m2, resultado de la suma de las proyecciones

de los 10 platos inclinados. El régimen de flujo, para las condiciones de operación,

91

que se tiene dentro de la zona de separación es laminar, con un Reynolds de

1,8E+03, lo que asegura el proceso de adhesión y encapsulamiento entre las

burbujas y los flóculos.

3.4.5.3. Diseño del sistema de aireación

El diseño del sistema de aireación se realizó sobre la base de la metodología

descrita por Stamford Scientific International Inc, donde se utilizó el programa

Head loss calculator, que requiere el ingreso de los datos meteorológicos de la

Tabla 2.7 y del caudal de aire requerido de 415,7 L/min que se determinó en

función a la relación A/S determinada en la sección 3.3.3, de 20,8. Con el

programa se calculó la pérdida de carga neumática y las características del

sistema de aireación se presentan en la Tabla 3.37.

Tabla 3.37. Características del sistema de aireación

Parámetro Valor Unidades

Temperatura de descarga estimada 17,9 °C

Viscosidad de descarga estimada 1,8 P

Densidad de descarga estimada 0,9 kg/m3

Caudal de aire obtenido 576,1 L/min

Pérdida de carga 28,5 psi

Potencia requerida 1,7 W

Los datos meteorológicos corresponden a La Estación Meteorológica del

Aeropuerto de Ambato que se encuentra a una distancia de 2 km de la

curtiembre, por lo que los datos son aplicables para el diseño del sistema de

aireación.

El compresor existente en la Curtiduría Hidalgo tiene las características

mostradas en la Tabla 3.38. Este equipo se usó durante la experimentación en la

planta piloto y suple en exceso con las necesidades del tratamiento propuesto,

por lo que se recomienda su uso para la aireación dentro del CPI.

92

Tabla 3.38. Compresor de paletas que forma parte de Curtiduría Hidalgo


Marca Mattei -

Potencia 22 kW

Caudal máxima 3600 L/min

Presión máxima 9,5-10 atm

Frecuencia 1800 rpm

3.4.6. BALANCE DE MASA EN LA PLANTA DE TRATAMIENTO A ESCALA

INDUSTRIAL

Se realizó el balance de masa para la planta de tratamiento de agua a partir del

caudal de diseño, que se calculó en la sección 3.4.1; la cantidad de aire, que se

obtuvo sobre la base de la relación A/S y los porcentajes de remoción de los

parámetros físico-químicos obtenidos de la experimentación en la planta piloto,

determinados en la sección 3.3.3.

El balance de masa del proceso de flotación, donde ocurre la separación de

contaminantes, se muestra en la Figura 3.30.

Flotación5347,5 kg/h de agua

clarificada

5,3 kg/h de sólidos, grasas y aceites

5352,8 kg/h de agua residual con tratamiento

químico y aireación

Figura 3.30. Balance de masa en el proceso IAF

Para el reporte del balance de masa general se realizó un BFD, por sus siglas en

inglés, Block Flow Diagram, y para el reporte del balance de masa por corrientes

se desarrolló un PFD, por sus siglas en inglés, Plug Flow Diagram, que se

muestran en la Figura 3.31 y Figura 3.32, respectivamente.

9 2

Homogenización 1 Agitación estática Eyección FlotaciónFloculación hidráulica

Tratamiento preliminar

Agua residual de curtiembre

Lodos y sólidos sedimentables

5324,2 kg/h de agua residual

4,3 kg/h de sulfato de aluminio

0,2 kg/h de poliacrilamida

24,2 kg/h de aire

5347,5 kg/h de agua clarificada

5,3 kg/h de sólidos, grasas y aceites


NACIONAL




Planta de Tratamiento de Agua Residuales


ELABORADO POR: Juan Francisco Hidalgo Ruiz PÁGINAS

:


BFD

F i g u r a 3 . 3 1 . D i a g r a m a B F D d e l a p l a n t a d e t r a t a m i e n t o p r i m a r i a c o n b a s e e n l a f l o t a c i ó n c o n a i r e i n d u c i d o ( I A F )

93

94

Número de corriente 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Estado L L L L L G L&G L S S

Flujo másico (kg/h) 5324,2 4,3 5328,5 0,2 5328,7 24,2 5352,8 5347,5 5,3 0,0

Flujo volumétrico (L/min) 88,7 0,1 88,8 0,0 88,8 446,6 - 89,1 0,1 0,0

Presión manométrica (psi) 81,2 52,7 33,8 31,9 12,5 0,9 3,2 0,0 0,0 0,0

Temperatura (°C) 13 13 13 13 13 17,9 13 13 13 13

Símbolo Descripción

Temperatura

Presión

Número de corriente

Entrada y salida al

proceso


NACIONAL FACULTAD DE INGENIERÍA





ELABORADO POR: Juan Francisco Hidalgo Ruiz PÁGINAS:


PFD

Figura 3.32. Diagrama PFD de la planta de tratamiento primaria con base en la flotación con aire inducido (IAF)

95

En el diagrama PFD se esquematizan los equipos principales, la numeración y

caracterización de las corrientes y una tabla resumen del balance de masa de

cada corriente. La nomenclatura que se empleó en el PFD para los equipos

principales se encuentra en la Tabla 3.39.

Tabla 3.39. Nomenclatura de equipos del tratamiento primario propuesto

Equipo Código

Tanque de homogeneización TK-01

Agitador estático M-01

Floculador hidráulico M-02

Eyector M-03

CPI TK-04

La temperatura y presión de la corriente gaseosa se determinó con el mismo

programa Head Loss Calculator de la Standard Scientific International Inc.(2013),

que requirió el ingreso de los datos meteorológicos de la Tabla 2.7.

3.4.7. METODOLOGÍA DE OPERACIÓN DE LA PLANTA DE TRATAMIENTO

PRIMARIA CON BASE EN LA FLOTACIÓN CON AIRE INDUCIDO (IAF)

Para la descripción detallada del proceso se recurre a la elaboración de un

diagrama PID que se muestra en la Figura 3.33.

La identificación de tuberías se basó en la norma PDVSA L-TP-1.3 que constan

en la Figura AVII.5 del Anexo VII, respectivamente, en la cual se caracteriza a

cada tubería en función al diámetro, naturaleza del fluido, número de corriente y

código del material. Los colores que identifican las líneas de cada fluido se

basaron en la norma INEN 440 que se encuentra en la Tabla AVII.1 del Anexo VII.

El agua residual de la curtiembre que pasó por el tratamiento preliminar existente

compuesto por: filtro de pelo, rejillas de remoción, filtro de discos y tanque de

96

No. de

corriente Denominación

Diámetro

nominal (plg)

Diámetro

nominal (mm)

Cédula

(mm) Fluido transportado Material

1 1½-WW-01-PVC 1½ 40 1,2 Agua residual PVC

2 ½-C-02-PVC ½ 13 1,2 Sulfato de aluminio PVC


1¼-WW-04-PVC 1¼ 32 1,2 Agua residual PVC

4 ½-F-02-PVC ½ 13 1,2 Poliacrilamida PVC


6 ½-A-06-R 3/8 13 1,2 Aire Caucho con malla

metálica

7 2-WW-07-PVC 2 50 1,3 Agua residual PVC

8 2-WW-08-PVC 2 50 1,3 Agua clarificada PVC

9 1½-WW-09-PVC 1½ 40 1,2 Espuma PVC

10 1½-WW-10-PVC 1½ 40 1,2 Lodos PVC

ESCUELA POLITÉCNICA NACIONAL





Línea de Tratamiento de Agua ELABORADO POR: Juan Francisco Hidalgo Ruiz PÁGINAS:


PID

Figura 3.33. Diagrama PID de la planta de tratamiento primaria con base en la flotación con aire inducido (IAF)

97

de sedimentación, ingresa al tanque de homogenización (TK-01), como se

observa en la Figura 3.33, donde permanecen alrededor de 1,2 días hasta que se

haya recolectado todas las aguas generadas en la manufacturación de la piel. El

agua se alimenta al proceso por la acción de la bomba sumergible (P-01). El

caudal que ingresa al tratamiento es de 5,3 m3/h y se registra en el indicador de

flujo (FI-01). La regulación del caudal se logra con la apertura de la válvula de

retorno (V-01). Se dosifica coagulante, por medio de la bomba dosificadora (P-

02). La mezcla fluye a través de un agitador estático (M-01), donde se

homogeniza y entra a un floculador hidráulico (M-02), en el cual se dosifica el

floculante, por medio de la bomba dosificadora (P-03).

El agua con el tratamiento químico ingresa a un eyector (M-03), donde a gran

velocidad se mezcla con una corriente de aire, que es suministrada por el

compresor de la curtiembre y su flujo se regula con la válvula (V-03). Los dos

fluidos ingresan al CPI (TK-04) donde ocurre el proceso de flotación y separación

de contaminantes. La espuma se retira con un desnatador (SK-01). Los

instrumentos que forman parte del tratamiento se presentan en la Tabla 3.40 que

se muestra a continuación:

Tabla 3.40. Instrumentos de la planta de tratamiento primario

Instrumento Código

Interruptor bajo de nivel LSL-01

Interruptor manual HS-01

Indicador de presión PI-01/02

Indicador de caudal FI-01/02

El encendido/apagado de las bombas P-01, P-02, P-03 de la Figura 3.33 depende

de la señal que envíe el interrumptor bajo de nivel (LSL-01) al motor de las

bombas; si el nivel de agua está por debajo del nivel programado, las bombas se

apagará, con el objetivo de proteger el motor de las mismas.

Se diseñó una planta de tratamiento con base a la flotación con aire inducido para

una capacidad de 5,3 m3/h de aguas residuales de curtiembre. La planta opera en

98

un clarificador de platos inclinados de 310,6 L de capacidad, con un flujo de 447

L/min de aire, una dosificación de 432 L/h de sulfato de aluminio al 5,7 % y una

dosificación de 170 L/h de poliacrilamida aniónica al 0,1 %. Con el tratamiento

propuesto se reduce el 64,9 % de A&G, el 66,7 % de la DBO5, el 58,0 % de la

DQO, el 74,6 % en los SST y el 98,7 % en los sulfuros con el fin reducir el impacto

ambiental y acondicionar las aguas residuales para posteriores tratamientos

secundarios.

99

4. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

4.1. CONCLUISONES

1. Se diseñó una planta de tratamiento con base a la flotación con aire inducido

para una capacidad de 5,3 m3/h para las aguas residuales de la Curtiduría

Hidalgo, que opera con un flujo de aire de 447 L/min, una dosificación de 432

L/h de sulfato de aluminio al 5,7 % y una dosificación de 170 L/h de

poliacrilamida al 0,1 % en un clarificador de platos inclinados de 310,6 L. El

tratamiento propone reducir el 63,5 % de los A&G, el 66,7 % de la DBO5, el

55,8 % de la DQO, el 74,6 % de los SST y el 98,7 % de los sulfuros.

2. Para la evaluación de los parámetros de diseño se construyó una planta de

tratamiento piloto que consta de un tamiz de 1,2 mm de tamaño de poro, que

asemejó las funciones del filtro de discos (propio de la Curtiduría Hidalgo); una

bomba de captación de tipo centrífuga de 0,75 kW; 13,3 m de tubería y

accesorios de PVC; un agitador estático de 25 mm de diámetro nominal con

cuatro elementos de bronce de 3,5 cm de longitud; un floculador hidráulico de

6,8 m de tubería de 20 mm y 6,8 m de tubería de 25 mm; un eyector de dos

fluidos hecho en Duralon® de 25 mm de diámetro nominal de entrada, 3,5 mm

de diámetro de salida y 9,1 cm de longitud; un CPI hecho en fibra de vidrio de

138 L, con 5 platos con 60° de inclinación, un alto de 1,1 m, un ancho y largo

de 374 mm.

3. Se evaluaron tres coagulantes y se seleccionaron las concentraciones de 170

mg/L de sulfato de aluminio, 210 mg/L de sulfato férrico y 60 mg/L de PAC con

las que se obtuvieron porcentajes de remoción de la turbidez del 13, 20 y 23 %,

respectivamente. A cada concentración de coagulante se añadió poliacrilamida

aniónica y se obtuvo una remoción de la turbidez del 90 % para 8 mg/L de

poliacrilamida con sulfato de aluminio, 76 % para 8 mg/L de poliacrilamida con

sulfato férrico y 80 % para 10 mg/L de poliacrilamida PAC. Con base a los

resultados experimentales se seleccionó la relación coagulante-floculante de

100

21:1 que correspondió al tratamiento con sulfato de aluminio y poliacrilamida

aniónica.

4. Se evaluó el flujo de aire para 800 mg/L de sulfato de aluminio y 38 mg/L de

poliacrilamida y se seleccionó el flujo de 150 L/min de aire con el que se obtuvo

una remoción del 64,9 % en A&G, del 69,9 % en la DBO5, del 55,8 % en la

DQO, del 74,6 % en los SST y del 98,7 % en los sulfuros. Para el flujo de aire

de 15L/min se determinaron los parámetros de diseño: la relación A/S de 20,8 y

la velocidad de carga contaminante de 4,9 kg/h/m2.

5. Finalmente se dimensionó una planta de tratamiento primario con base a la

flotación con aire inducido para una capacidad de 5,3 m3/h de agua residual de

la Curtiduría Hidalgo. La planta contempla un tanque de homogenización, una

bomba de captación, dos bombas dosificadoras, un agitador estático, un

floculador hidráulico, un eyector, un compresor y un clarificador de platos

inclinados.

6. Las características de los equipos de la planta tratamiento a escala industrial

son: un tanque de homogeneización de 39,3 m3; una bomba de captación tipo

sumergible de 1,5 kW; dos bombas de dosificación tipo pistón para el sulfato de

aluminio y poliacrilamida; 16,1 m de tuberías y accesorios de PVC; un agitador

estático de 40 mm de diámetro nominal con cuatro elementos de acero

inoxidable de 5,8 cm de longitud; un floculador hidráulico de 8,6 m de tubería

de 40 mm y 8,6 m de tubería de 32 mm; un eyector de dos fluidos hecho en

Duralon® de 40 mm de diámetro nominal de entrada, 2,4 mm de diámetro de

salida y 9,4 cm de longitud; un CPI hecho en fibra de vidrio de 310,6 L, con 10

platos con 60° de inclinación, un alto de 1,2 m, un ancho y largo de 625 mm; un

compresor tipo paleta de 22kW.

101

4.3. RECOMENDACIONES

1. Para evitar el mal olor generado durante el tiempo de recolección de las aguas

residuales se recomienda automatizar la dosificación del coagulante y

floculante mediante la adición de un controlador de pH, que dosifique los

químicos en función al pH de las aguas residuales.

2. Pese a las altas remociones de los contaminantes obtenidas se podría variar

ciertos parámetros de diseño del CPI como: ángulo de inclinación, ancho de los

platos y distribución de la mezcla de ingreso aire-agua con el fin de evaluar el

diseño del CPI.

3. Se recomienda continuar el presente estudio con un tratamiento secundario de

pulido final, para el cumplimiento total de los parámetros de descarga exigidos

por el ente de control ambiental regional.

102

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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112

ANEXOS

113

ANEXO I

NORMAS INEN PARA EL MUESTREO

Figura AI.1. NORMA NTE INEN 2 226:2000 (2000-01) Agua. Calidad del agua.

Muestreo. Técnicas de muestreo

114


Muestreo. Técnicas de muestreo (continuación)

115


Muestreo. Diseño de los programas de muestreo

116

Figura AII.2. NORMA NTE INEN 2 176:1998 (1998-08) Agua. Calidad del agua.

Muestreo. Diseño de los programas de muestreo (continuación)

1 1 7

ANEXO II

PARÁMETROS FÍSICO-QUÍMICOS ACORDADOS ENTRE LA ASOCUR Y LA DIRECCIÓN PROVINCIAL

DEL MINISTERIO DE AMBIENTE

T a b l a A I I . 1 . P a r á m e t r o s f í s i c o q u í m i c o s q u e s e a n a l i z a n e n l a s d e s c a r g a s l í q u i d a s d e l a s i n d u s t r i a s e n l a p r o v i n c i a d e T u n g u r a h u a

117

118

ANEXO III

DISEÑO A ESCALA PILOTO

A continuación se presenta el cálculo de la velocidad de ascenso del aglomerado

en función a datos bibliográficos asumidos de la Tabla 2.2 y las pruebas

preliminares en la planta piloto.

La densidad de los flóculos fue de 1010 kg/m3 de acuerdo a los valores

presentados por Hendricks (2011) (p. 173).

El diámetro de la burbuja se calculó con el uso de la Ecuación [1.1].

𝑑𝐵 = 4,3𝑥10−3√150 𝐿 𝑚𝑖𝑛⁄

1,8 𝑚3 ℎ⁄

𝑑𝐵 = 7 353 𝜇𝑚

La densidad de la burbuja de aire se calculó con base a la Ecuación AIII.1

correspondiente a la ecuación general de los gases, donde la presión de

operación se calculó en función a la ecuación de Bernoulli para el sistema de

tratamiento.

𝜌𝐵 =𝑃𝑜𝑝 ∗ 𝑃𝑀𝑎𝑖𝑟𝑒

𝑅 ∗ 𝑇𝑎𝑚𝑏 [AIII.1]

Donde:

𝑃𝑜𝑝: Presión de operación (Pa)

𝑃𝑀𝑎𝑖𝑟𝑒: Peso molecular del aire (kg/kmol)

𝑅: Constante general de los gases (J/kmol/K)

𝑇𝑎𝑚𝑏: Temperatura ambiente (K)

119

𝜌𝐵 =15,2 𝑝𝑠𝑖 ∗

101325 𝑃𝑎14,7 𝑝𝑠𝑖 ∗ 28,84

𝑘𝑔𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙

8 313 𝐽

𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙 ∗ 𝐾 ∗ (13 °𝐶 + 273 °𝐶)𝐾

𝜌𝐵 = 1,2 𝑘𝑔

𝑚3

La densidad del aglomerado se calculó con base a la Ecuación [2.1].

𝜌𝐵𝐹 =1 010

𝑘𝑔𝑚3 ∗ (1 200 𝜇𝑚 ∗

1 𝑚106 𝜇𝑚

)3

+ 1 ∗ 1,2 𝑘𝑔𝑚3 ∗ (7 353 𝜇𝑚 ∗

1 𝑚106 𝜇𝑚

)3

(1 200 𝜇𝑚 ∗1 𝑚

106 𝜇𝑚)

3

+ 1 ∗ (1 000 𝜇𝑚 ∗1 𝑚

106 𝜇𝑚)

3

𝜌𝐵𝐹 = 43,3 𝑘𝑔

𝑚3

El diámetro esférico equivalente se calculó en función a la Ecuación [2.2].

𝑑𝐵𝐹 = ((1 200 𝜇𝑚 ∗1 𝑚

106 𝜇𝑚)

3

+ 1 ∗ (7 353 𝜇𝑚 ∗1 𝑚

106 𝜇𝑚)

3

)

13

𝑑𝐵𝐹 = 3,46 ∗ 10−3 𝑚 = 3460 𝜇𝑚

La velocidad de ascenso teórica se calculó en función a la Ecuación [1.2].

𝑣𝐵𝐹 =9,8

𝑚𝑠2 ∗ (1 000

𝑘𝑔𝑚3 − 43,3

𝑘𝑔𝑚3) ∗ (3,46 ∗ 10−3 𝑚)2

18 ∗ 1 ∗ 10−3 𝑁 ∗ 𝑠𝑚2

𝑣𝐵𝐹 = 0,7 𝑚

𝑠

Esta velocidad se comparó con la 𝑣ℎ asumida para el diseño del CPI, de 0,7 m/s.

La velocidad de ascenso del aglomerado teórica fue 100 veces mayor lo que

resultó en dimensiones del CPI no coherentes. De esta manera se justificó la

evaluación de los sistemas IAF a escala piloto para posterior diseño a escala

industrial.

120

Remoción de sólidos

Los sólidos de tamaño superior a 1,2 mm se retuvieron con un tamiz cilíndrico

como se muestra en la Figura AIII.1

Figura AIII.1. Tamiz de la planta de tratamiento piloto

Diseño y construcción del sistema hidráulico

El diseño de la bomba, tubería y accesorios se realizó en función a la Ecuación

[2.3], correspondiente a la ecuación de Bernoulli para el esquema de la Figura

3.6.

Se asumió el diámetro de la tubería, el factor de fricción para la tubería de PVC y

las pérdidas de carga correspondientes al tamiz, agitador estático, flocular

121

hidráulico, eyector e CPI. La pérdida de carga de los accesorios se presenta en la

Tabla AIII.1

Tabla AIII.1. Pérdidas de carga secundarias en accesorios que forman parte del sistema de

tratamiento propuesto

Accesorio Cantidad Pérdida de carga unitaria (m)

Válvula de retención de 1'' 1 1,6

Válvula de compuerta abierta 1 0,18

Válvula de pie con colador 1 3,2

Tee de 1'' 5 0,5

Codo redondeado de 90° de 1'' 8 0,8

Codo redondeado de 90° 1 ¼ '' 1 1

Codo redondeado de 90° ¾ '' 4 0,6

Reducción de 1'' a ¾ '' 3 0,18

Reducción de 1 ¼ '' a 1'' 1 0,18

Ensanchamiento de ¾ '' a 1'' 3 0,4

Reducción de 2'' a 1'' 1 0,55

Ensanchamiento de 1'' a 2'' 1 0,45

Tee de 2'' 1 1

(Mattaix, 2011, p. 248)

Las iteraciones del diámetro de la tubería se realizaron en Microsoft Excel con

base en la comparación de la velocidad de flujo calculada y la presentada por la

USABlueBook (2008) en la Figura AIII.2. Con el diámetro se calculó la altura

hidráulica teórica, posteriormente se calculó el número de Reynolds y se

determinó el factor de fricción real en el diagrama de Moody (p. 81).

De las iteraciones se obtuvo una pérdida hidráulica de 18,62 m, para una tubería

de 1 plg. Esa altura hidráulica no fue la real, ya que se asumió la pérdida de carga

en los equipos, pero con el dato del diámetro de la tubería se determinó la pérdida

de carga en los equipos que formaron parte del tratamiento. Con las caídas de

presión reales de los equipos se recalculó la altura hidráulica que la bomba debe

suministrar al sistema. La altura fue de 19,84 m para un caudal de 1,8 m3/h, con

estos datos se adquirió una bomba que suministre el caudal y presión necesarios.

122

Figura AIII.2. Diagrama para calcular la velocidad de flujo aproximada en tuberías (USABlueBook, 2008, p. 81)

A continuación se presenta Tabla AIII.2 las características de la bomba que se

usó en el tratamiento piloto.

Tabla AIII.2. Características de la bomba centrífuga de 0,75 kW utilizada en la

experimentación a escala piloto


Marca Rong-Long -

Tipo Centrífuga -

Modelo RL-WP158 -

Potencia del motor 0,75 kW

Caudal máximo 105 L/min

Altura máxima 32 M

Velocidad del motor 3450 Rpm

123

Diseño y construcción del proceso de homogenización

El agitador estático se diseñó con base a los procedimientos descritos por por

Komax Systems Inc. (2013), en donde a partir del diámetro de la tubería se

calculó la velocidad del fluido y el número de Reynolds para determinar el número

de elementos en función a la Figura IV.5 (p. 1).

Figura AIII.3. Número de elementos agitantes en función a la velocidad del fluido y el

número de Reynolds (Komax Systems Inc., 2013, p. 1)

Para un número de Reynolds de 2,71E+04 y una velocidad de 1,15 m/s se

obtuvieron 4 elementos.

Con el número de elementos y la Ecuación [2.4] se calculó la longitud del

agitador.

𝐿𝑆𝑀 = 4 ∗ 1,5 ∗ 0,02 𝑚

𝐿𝑆𝑀 = 0,14 𝑚

124

La caída de presión teórica se calculó en función a la Figura III.4, en la cual se

requierió la velocidad del fluido y el número de elementos.

Figura AIII.4. Caída de presión en función a la velocidad del fluido

(Komax Systems Inc., 2013, p. 1)

La caída de presión que se obtuvo fue de 1,9 m de agua, para las condiciones de

operación.

Se calculó el tiempo de residencia y el gradiente de velocidad para la

comprobación del diseño con la ayuda de la Ecuación [2.6].

𝑡𝑆𝑀 =𝜋 ∗ (0,02 𝑚)2 ∗ 0,14 𝑚

4 ∗ 1,82 𝑚3

ℎ∗

1 ℎ3600 𝑠

𝑡𝑆𝑀 = 0,12 𝑠

El gradiente de velocidad se calculó con la Ecuación [2.5].

𝐺𝑆𝑀 = √4 ∗ 9 789

𝑁𝑚3 ∗ 1,82

𝑚3

ℎ∗ 1,93 𝑚

1,00 ∗ 10−3 𝑁 ∗ 𝑠𝑚2 ∗ 𝜋 ∗ (0,02 𝑚)2 ∗ 0,14 𝑚

125

𝐺𝑆𝑀 = 12368 𝑠−1 = 11,8𝐸 + 04 𝑟𝑝𝑚

El floculador hidráulico se diseñó y construyó en función a las Ecuaciones [2.6] y

[2.7] , en donde a partir del diámetro de la tubería y el caudal, se asumió el tiempo

de residencia de 9,5 y la relación entre la tubería 1 y 2 de 1, de acuerdo a los

valores expuestos por Metcalf, Eddy (2003), Da Rosa y Rubio (2005) expuestos

en la sección 2.2.2 (p. 348; p. 703).

Se calculó el volumen del floculador para la tubería de 1 plg y ¾ plg con la

Ecuación [2.6].

𝑉𝐹𝐻 = 1,82 𝑚3

ℎ∗ 9,5 𝑠

𝑉𝐹𝐻 = 4,79 𝐿 = 4,79 ∗ 10−3 𝑚3

Para el diámetro nominal de la tubería de 25 mm se utilizó la Ecuación [2.7]

𝐿𝐹𝐻1=

4 ∗ 4,79 𝐿

𝜋 ∗ ((2,37 𝑐𝑚)2 + (1,84 𝑐𝑚)2)

𝐿𝐹𝐻1= 6,80 𝑚 = 𝐿𝐹𝐻2

La caída de presión se calculó en función a la Ecuación [2.8] correspondiente a la

ecuación de Bernoulli, en donde se considera el uso de 4 codos de 1 plg y 90°, 6

reducciones 1 a ¾ plg y 4 codos de ¾ plg y 90°. Se usa los factores de fricción

que se obtuvieron en el dimensionamiento preliminar de la bomba y las perdidas

equivalentes de los accesorios que se muestra en la Tabla IV.3.

𝐻𝐹𝐻 = 0,021 ∗8 ∗ (6,80 𝑚 + 0,8 ∗ 4 + 0,18 ∗ 3) ∗ (1,82

𝑚3

ℎ)

2

𝜋2 ∗ (2,37 𝑐𝑚)5 ∗ 9,8 𝑚𝑠2

+8 ∗ (6,80 𝑚 + 0,6 ∗ 4 + 0,4 ∗ 3) ∗ (1,82

𝑚3

ℎ)

2

𝜋2 ∗ (1,84 𝑐𝑚)5 ∗ 9,8 𝑚𝑠2

𝐻𝐹𝐻 = 2,80 𝑚 = 27,47 𝑘𝑃𝑎

126

El gradiente de velocidad se calculó con la ayuda de la Ecuación [2.5] para la

comprobación del diseño.

𝐺𝑆𝑀 = √9 789

𝑁𝑚3 ∗ 1,82

𝑚3

ℎ∗ 2,80 𝑚

1,00 ∗ 10−3 𝑁 ∗ 𝑠𝑚2 ∗ 4,79 ∗ 10−3 𝑚3

𝐺𝑆𝑀 = 1698 𝑠−1 = 1,6𝐸 + 04 𝑟𝑝𝑚

Diseño y construcción del eyector

El eyector se diseñó y construyó sobre la base a los procedimientos expuestos

por Mattaix (2011) Omer y Ashgriz (2011), donde a partir del diámetro de las

tuberías y el caudal de los fluidos se determinó el número de Weber y con la

ayuda de la Ecuación [2.9] y la Figura AIII.5 se determinó el número de Reynolds

y el diámetro de salida del eyector del líquido (p. 138; p. 508).

𝑊𝑒 =0,9

𝑘𝑔𝑚3 ∗ (150

𝐿𝑚𝑖𝑛

)2

∗ 16

𝜋2 ∗ (1,27 ∗ 10−2 𝑚)3 ∗ 7,28 ∗ 10−2 𝑁𝑚

𝑊𝑒 = 62,4

Se obtuvo un Reynolds de 4,05E+05 que cayó dentro de la zona de atomización.

Se calculó el diámetro de salida del eyector con la Ecuación [2.10].

𝐷𝐸𝑜𝑢𝑡=

1 000 𝑘𝑔𝑚3 ∗ 1,8

𝑚3

ℎ∗ 4

𝜋 ∗ 4𝑥105 ∗ 1𝑥10−3 𝑁𝑠𝑚2

𝐷𝐸𝑜𝑢𝑡= 1,6 𝑚𝑚

La longitud del equipo se calculó en función a la relación entre la longitud y el

diámetro de salida del eyector de 15 indicada por Dincer, Baskaya y Uysal (2006),

con la que se obtiene un largo del equipo de 24 mm (p. 367).

127

Figura AIII.5. Regímenes de ruptura en el espacio de los parámetros Rel-Weg (Omer y Ashgriz, 2011, p. 508)

Diseño y construcción del CPI



IAF; Metcalf (2003) para CPI, donde a partir del caudal, se asumieron los

parámetros de diseño de la Tabla 2.3, de acuerdo a los datos publicados por

Shammas, Bennet (2010), Metcalf, Eddy (2003) y necesidades del fabricante (pp.

449-456, p. 27; pp. 103-106; p. 375).

El área transversal de flujo mínima requerida, como se muestra en la Figura AIII.6,

se calculó en función a la Ecuación [1.4].

𝐴𝑡𝐼𝑃𝐶=

1,82 𝑚3

ℎ+ 1,82

𝑚3

ℎ∗ 0.3

0.4 𝑚

𝑚𝑖𝑛 ∗1 𝑚𝑖𝑛60 𝑠

128

𝐴𝑡𝐼𝑃𝐶= 0.098 𝑚2

Figura AIII.6. Área transversal de flujo del clarificador de platos inclinados (CPI)

El ancho y largo, como se muestra en la Figura AIII.7, se calculó con base en la

Ecuación [2.11].

𝐴𝑠𝐼𝑃𝐶=

0,098 𝑚2

𝑠𝑒𝑛 60°

𝐴𝑠𝐼𝑃𝐶= 0,11 𝑚2 = 1,22 𝑓𝑡2

Figura AIII.7. Vista superior del clarificador de platos inclinados (CPI)

129

Por requerimientos del fabricante el ancho debe ser igual al largo, 𝑊𝐼𝐴𝐹 = 𝐿𝐼𝐴𝐹 y

se calculó sobre la base de la Ecuación [2.12].

𝑊𝑐𝐼𝑃𝐶= 0,304 𝑚 = 304 𝑚𝑚

𝑊𝐼𝑃𝐶 = 0,374 𝑚 = 𝐿𝐼𝑃𝐶

El volumen del CPI se calculó con la Ecuación [2.6].

𝑉𝐼𝑃𝐶 =2,36

𝑚3

ℎ∗

1 ℎ3600𝑠

3,5 min∗60 𝑠

1 𝑚𝑖𝑛

𝑉𝐼𝑃𝐶 = 0,138 𝑚3 = 138 𝐿

Figura AIII.8. Clarificador de platos inclinados (CPI)

La longitud de los platos, como se muestra en la Figura 2.1, se calculó en función

a la Ecuación [2.13].

130

𝑉𝐼𝑃𝐶 = 𝐿𝑝 ∗ 𝑠𝑒𝑛𝜃 ∗ 𝐿𝐼𝑃𝐶 ∗ 𝑊𝐼𝑃𝐶 + 𝑡𝑎𝑛𝜃 ∗𝑊𝐶𝑃𝐼𝑇

∗ 𝐿𝐼𝑃𝐶

6

𝐿𝑝 =𝑉𝐼𝐴𝐹 − tan 𝜃 ∗

𝑊𝐼𝑃𝐶3

6sin 𝜃 ∗ 𝑊𝐼𝑃𝐶

2

𝐿𝑝 =0,138 𝑚3 − tan 60° ∗

(0,337 𝑚)3

6𝑠𝑒𝑛 60° ∗ (0,337 𝑚)2

𝐿𝑝 = 1,01 𝑚

La altura del espesador se calculó con la ayuda de la Ecuación AIII.2.

ℎ𝑒 = 𝑡𝑎𝑛𝜃 ∗

𝐿𝐶𝑃𝐼

2 [AIII.2]

ℎ𝑒 = tan 60° ∗0,337 𝑚

2

ℎ𝑒 = 0,263 𝑚 = 263 𝑚𝑚

El número de pasos se calculó con la Ecuación [2.14].

𝑁𝑝𝑎 =0,098 𝑚2

2 𝑝𝑙𝑔 ∗0,3045 𝑚

12 𝑝𝑙𝑔 ∗ 0,304 𝑚

𝑁𝑝𝑎 = 6 𝑝𝑎𝑠𝑜𝑠

𝑁𝑝𝑙 = 𝑁𝑝𝑎 − 1

𝑁𝑝𝑙 = 6 − 1

𝑁𝑝𝑙 = 5

El área de espesamiento para procesos de flotación no depende del volumen de

sólidos removidos ni de la velocidad de sedimentación, sino de la facilidad para

remover cualquier tipo de coloide que no flotó y sedimentó, por lo que el área de

sedimentación está en función al ángulo de inclinación de las paredes, que para

procesos de sedimentación está entre 45 y 60° (Ramirez, 1979, p. 699).

131

Figura AIII.9. Espesador del clarificador de platos inclinados (CPI)

El área efectiva de espesamiento se obtiene sumando las proyecciones sobre el

plano horizontal de todos los platos inclinados mediante la Ecuación AIII.3.

𝐴𝑒𝑠

=𝑊𝐶𝑃𝐼

2∗ 𝐿𝑝 ∗ cos 𝜃 ∗ 𝑁𝑝𝑙 [AIII.3]

𝐴𝑒𝑠= 0,304 𝑚 ∗ 0,670 𝑚 ∗ cos 60° ∗ 5

𝐴𝑒𝑠= 0,83 𝑚2

La velocidad de carga contaminante se calculó en función a la Ecuación [1.5].

𝑣𝑠 =1,82

𝑚3

ℎ ∗1 ℎ

3600 𝑠 ∗ 182 𝑚𝑔

𝐿 ∗1 𝑘𝑔

1 ∗ 106 𝑚𝑔∗

1000 𝐿1 𝑚3

0,098 𝑚2

𝑣𝑠 = 1,35𝑥10−3 𝑘𝑔

𝑠 ∗ 𝑚2= 1,0

𝑙𝑏

ℎ ∗ 𝑓𝑡2

El cálculo del número de Reynols nos permitió saber si dentro del equipo se tiene

un flujo laminar o turbulento, con la ayuda de la Ecuación AIII.4.

𝑅𝑒 =

𝑣 ∗ 𝜌 ∗ 𝐿𝑐𝐼𝑃𝐶

𝜇 [AIII.4]

Donde:

132

𝐿𝑐𝐼𝑃𝐶: longitud característica (m)

El cálculo de la longitud característica, Le, se realizó con base a la Ecuación AIII.5

expuesta por Bonilla (2011).

𝐿𝑐𝐶𝑃𝐼 =4 ∗ 𝐴𝑡𝐶𝑃𝐼

𝑃ℎ𝐶𝑃𝐼

[AIII.5]

Donde:

𝑃ℎ𝐶𝑃𝐼: perímetro húmedo del CPI (m)

𝐿𝑐𝐼𝑃𝐶 =4 ∗ 𝐴𝑡

4 ∗ 𝐿𝑎 + 2 ∗ (𝑊𝐼𝑃𝐶 − 𝑊𝑖𝑛𝐼𝑃𝐶)

𝐿𝑐𝐼𝑃𝐶 =4 ∗ 0,172 𝑚2

4 ∗ 0,524 𝑚 + 2 ∗ (0.482 𝑚 − 0.070𝑚)

𝐿𝑐𝐼𝑃𝐶 = 0,28 𝑚

Con la longitud característica se calculó el número de Reynolds con la Ecuación

AIII.5.

𝑅𝑒𝐼𝑃𝐶 =1000

𝑘𝑔𝑚3 ∗ 2,94 ∗ 10−3

𝑚𝑠 ∗ 0,28 𝑚

1,00 ∗ 10−3 𝑁 ∗ 𝑠𝑚2

𝑅𝑒𝐼𝑃𝐶 = 8,08 ∗ 102 → 𝑅𝑒𝑔𝑖𝑚𝑒𝑛 𝑙𝑎𝑚𝑖𝑛𝑎𝑟

La caída de presión se determinó en función a la Ecuación [2.15] correspondiente

a la ecuación de Bernoulli.

Se calculó la pérdida de presión dentro del clarificador de platos inclinados en

función a la pérdida de energía cinética y potencial (de presión y gravitacional),

con el uso de la Ecuación AIII.7, Ecuación AIII.8 y Ecuación AIII.9,

respectivamente.

133

𝐸𝑐𝑖𝑛é𝑡𝑖𝑐𝑎 =8 ∗ 𝑄𝑤

2

𝑔 ∗ 𝜋2 ∗ 𝑑𝐶𝑃𝐼𝑖𝑛

4

[AIII.7]

Donde:

𝑑𝐶𝑃𝐼𝑖𝑛: diámetro de entrada al CPI (m)

𝐸𝑐𝑖𝑛é𝑡𝑖𝑐𝑎 =8 ∗ (1,82

𝑚3

ℎ∗

1 ℎ3600 𝑠

)2

9,8 𝑚𝑠2 ∗ 𝜋2 ∗ 0,0492

𝐸𝑐𝑖𝑛é𝑡𝑖𝑐𝑎 = 3,59 ∗ 10−3 𝑚 = 3,59 𝑚𝑚

𝐸𝑝𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 =𝑃𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛

𝜌 ∗ 𝑔

[AIII.8]

Donde:

𝑃𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛: presión de entrada al CPI (Pa)

𝐸𝑝𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 =3395 𝑃𝑎

1000 𝑘𝑔𝑚3 ∗ 9,18

𝑚𝑠2

𝐸𝑝𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 = 0.35 m

𝐸𝑝𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑡𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙 = 𝑧𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛− 𝑧2 [AIII.9]

Donde:

𝑧𝐼𝑃𝐶𝑖𝑛: altura de ingreso al CPI (m)

𝐸𝑝𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑡𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙 = −0,35 𝑚

La pérdida de carga resultó se calculó con la ayuda de la Ecuación AIII.10

134

𝐻𝐼𝑃𝐶 = 𝐸𝑝𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 + 𝐸𝑐𝑖𝑛é𝑡𝑖𝑐𝑎 − 𝐸𝑝𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑡𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙 [AIII.10]

𝐻𝐼𝑃𝐶 = 0,35 𝑚 + 3,59 ∗ 10−3 𝑚 − 0,35 𝑚

𝐻𝐼𝑃𝐶 = 𝑖𝑛𝑠𝑖𝑔𝑛𝑖𝑓𝑖𝑐𝑎𝑛𝑡𝑒

135

ANEXO IV

NORMA ASTM D2035-13 STANDARD PRACTICE FOR

COAGULATION-FLOCCULATION JAR TEST OF WATER

138

ANEXO V

RESULTADOS DE LOS ANÁLISIS DE LABORATORIO ANTES Y

DESPUÉS DEL TRATAMIENTO PROPUESTO

Figura AV.1. Resultados de los análisis físico químicos del agua residual de curtiembre

antes del tratamiento IAF

139

Figura AV.2. Resultados de los análisis físico químicos del agua residual de curtiembre

después del tratamiento IAF para un flujo de 50 L/min de aire

140

ANEXO VI

PORCENTAJES DE REMOCIÓN DE LA TURBIDEZ Y DE LOS

PARÁMETROS FÍSICO QUÍMICOS

A continuación se presentan las tablas en las cuales se calcularon los porcentajes

de remoción de la turbidez, para la evaluación de los coagulantes, en función a

los resultados experimentales obtenidos en las secciones 3.3.1.1, 3.3.1.2 y

3.3.1.3.

Tabla AVI.1. Porcentaje de remoción de la turbidez para diferentes concentraciones de

sulfato férrico

No. ensayo

Turbidez

inicial

(NTU)

Porcentaje de remoción de turbidez (NTU)

Jarra

1

Jarra

2

Jarra

3

Jarra

4

Jarra

5

Jarra

6

Jarra

7

Jarra

8

Jarra

9

Jarra

10

1 503,6 6,0 6,8 8,6 10,7 12,5 14,0 17,3 20,0 21,0 20,0

2 509,5 5,9 6,7 8,5 10,5 12,4 14,1 17,2 19,9 20,8 19,8

3 509,8 6,0 6,7 8,5 10,7 12,4 14,0 17,2 21,1 20,2 19,9

4 510,4 5,9 6,8 8,6 10,7 12,3 13,9 17,2 19,8 20,9 19,9

Promedio 508,3 5,9 6,7 8,6 10,7 12,4 14,0 17,2 20,2 20,8 19,9

Tabla AVI.2 Porcentaje de remoción de la turbidez para diferentes concentraciones de

PAC

No. ensayo

Turbidez

inicial

(NTU)


Jarra

1

Jarra

2

Jarra

3

Jarra

4

Jarra

5

Jarra

6

Jarra

7

Jarra

8

Jarra

9

Jarra

10

1 503,6 15,9 23,4 22,3 20,5 19,5 17,2 16,6 13,7 10,4 6,6

2 509,5 15,7 23,4 22,2 20,3 19,3 19,0 16,6 14,1 10,5 6,6

3 509,8 15,8 21,5 22,2 20,4 19,4 19,1 16,7 14,0 10,4 6,7

4 510,4 17,6 23,4 20,4 20,3 19,3 19,1 16,5 13,8 10,6 6,6

Promedio 508,3 16,2 22,9 21,8 20,4 19,4 18,6 16,6 13,9 10,5 6,6

141

Tabla AVI.3. Porcentaje de remoción de la turbidez para diferentes concentraciones de

sulfato de aluminio

No. ensayo

Turbidez

inicial

(NTU)


Jarra

1

Jarra

2

Jarra

3

Jarra

4

Jarra

5

Jarra

6

Jarra

7

Jarra

8

Jarra

9

Jarra

10

1 503,6 3,2 5,0 6,3 8,7 10,2 11,5 13,1 12,9 11,9 10,2

2 509,5 3,2 4,9 6,2 8,5 10,2 11,3 12,9 12,8 11,8 10,2

3 509,8 3,2 5,0 6,2 8,6 10,3 11,4 13,0 12,8 11,8 10,1

4 510,4 3,2 4,9 6,3 8,6 10,0 11,3 13,0 12,9 11,7 10,1

Promedio 508,3 3,2 4,9 6,2 8,6 10,2 11,4 13,0 12,8 11,8 10,2

A continuación se presentan las tablas en las cuales se calcularon los porcentajes

de remoción de la turbidez, para la evaluación del floculante, en función a los

resultados experimentales obtenidos en las secciones 3.3.1.1, 3.3.1.2 y 3.3.1.3.

Tabla AVI.4. Porcentaje de remoción de la turbidez para una concentración de 210 mg/L

de sulfato férrico y diferentes concentraciones de poliacrilamida

No. ensayo

Turbidez

inicial

(NTU)

Porcentaje de remoción de turbidez (%)

Jarra 6 Jarra 7 Jarra 8 Jarra 9 Jarra

10

Jarra

11

Jarra

12

1 503,6 55,2 63,8 75,7 73,7 70,8 66,5 62,1

2 509,5 55,4 63,8 75,5 74,1 70,7 66,6 62,2

3 509,8 55,5 63,8 75,5 74,0 70,6 66,5 62,7

4 510,4 55,5 63,8 75,5 74,0 70,8 66,6 62,3

Promedio 508,3 55,4 63,8 75,6 73,9 70,7 66,6 62,3

Tabla AVI.5. Porcentaje de remoción de la turbidez para una concentración de 60 mg/L de

PAC y diferentes concentraciones de poliacrilamida

No.

ensayo

Turidez

inicial

(NTU)


Jarra

6 Jarra

7 Jarra

8 Jarra

9 Jarra

10 Jarra

11 Jarra

12

1 503,6 47,8 55,2 66,4 71,9 79,7 77,7 75,7

2 509,5 47,8 55,3 66,4 72,0 79,5 77,6 75,8

3 509,8 47,8 55,2 66,5 71,8 79,4 77,5 75,7

4 510,4 47,7 55,3 66,5 71,9 79,4 77,5 75,7

Promedio 508,3 47,8 55,2 66,4 71,9 79,5 77,6 75,7

142

Tabla AVI.6. Porcentaje de remoción de la turbidez para una concentración de 170 mg/L

de sulfato de alumiino y diferentes concentraciones de poliacrilamida

No. ensayo

Turbidez

inicial

(NTU)

Porcentaje de remoción de turbidez (%)


1 503,6 67,5 79,7 90,1 84,6 79,7 70,3 59,2

2 509,5 67,4 79,6 90,0 84,5 79,6 70,3 59,1

3 509,8 67,5 79,7 90,0 84,6 79,6 70,3 59,1

4 510,4 67,5 79,7 90,0 84,5 79,5 70,4 59,1

Promedio 508,3 67,5 79,7 90,0 84,6 79,6 70,3 59,1

A continuación se presentan los porcentajes de remoción de la turbidez para la

evaluación de la concentración del coagulante y floculante en la sección 3.3.2.

Tabla AVI.7. Porcentaje de remoción de la turbidez para diferentes flujos de aire a una



50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190

Turbidez inicial de 509,3 NTU Turbidez inicial de 508,7 NTU

Ensayo No. Porcentaje de remoción de la turbidez (%)

Ensayo 1 49,3 57,5 64,1 67,8 69,1 69,6 68,8 66,9 66,2 63,7 60,2 57,5 54,6 45,6 45,6

Ensayo 2 49,4 57,4 64,1 67,6 69,1 69,5 68,9 66,9 66,2 63,7 60,2 57,6 54,5 45,6 45,6

Ensayo 3 49,3 57,5 64,2 67,7 69,1 69,5 68,8 66,9 66,1 63,6 60,2 57,6 54,5 45,6 45,6

Promedio 49,3 57,4 64,2 67,7 69,1 69,5 68,8 66,9 66,2 63,7 60,2 57,6 54,5 51,4 45,6

.




50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


Ensayo

No. Porcentaje de remoción de la turbidez (%)

Ensayo 1 40,1 45,3 54,5 57,5 63,7 67,1 70,7 72,7 73,4 72,2 70,6 66,9 60,0 52,6 42,4

Ensayo 2 40,2 45,3 54,5 57,4 63,7 67,1 70,6 72,7 73,5 72,2 70,6 66,9 60,1 52,4 42,3

Ensayo 3 40,1 45,4 54,5 57,4 63,7 67,1 70,7 72,7 73,5 72,3 70,6 66,9 60,0 52,5 42,3

Promedio 40,1 45,3 54,5 57,4 63,7 67,1 70,7 72,7 73,5 72,2 70,6 66,9 60,0 52,5 42,3

143




50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


Ensayo


Ensayo 1 16,3 25,9 36,9 41,4 49,1 53,3 65,8 70,3 73,8 75,4 75,8 74,2 70,4 64,0 48,2

Ensayo 2 16,2 25,9 36,9 41,3 49,0 53,4 65,8 70,3 73,8 75,3 75,8 74,2 70,6 64,0 48,3

Ensayo 3 16,2 25,8 37,0 41,5 49,0 53,5 65,9 70,4 73,8 75,4 75,9 74,3 70,5 64,0 48,2

Promedio 16,2 25,9 36,9 41,4 49,0 53,4 65,8 70,3 73,8 75,4 75,8 74,3 70,5 64,0 48,2




50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


Ensayo


Ensayo 1 18,3 27,1 31,7 38,1 41,6 45,9 57,3 60,3 63,3 65,7 67,1 68,5 69,9 70,4 67,7

Ensayo 2 18,2 27,1 31,6 38,2 41,7 45,9 57,4 60,4 63,3 65,6 67,1 68,5 69,9 70,5 67,7

Ensayo 3 18,2 27,1 31,7 38,2 41,7 45,8 57,4 60,4 63,4 65,6 67,2 68,5 69,9 70,4 67,6

Promedio 18,2 27,1 31,7 38,2 41,7 45,9 57,4 60,4 63,4 65,6 67,1 68,5 69,9 70,4 67,7

A continuación se observan los diagramas de dispersión de los parámetros físico-

químicos obtenidos con base a los datos experimentales de la sección 3.3.3. Los

diagramas se lograron mediante el programa Statgraphics Centurios.

144

Figura AVI.1. Concentración remanente de los A&G en función al caudal de aire para una

concentración de 800 mg/L Al2(SO4)3 y 38 mg/L de poliacrilamida

Figura AVI.2. Concentración remanente de la DBO5 en función al caudal de aire para una


Figura AVI.3. Concentración remanente de la DQO en función al caudal de aire para una


Scatterplot by Level Code

7,3

8,3

9,3

10,3

11,3

Concentr

acio

n A

yG

Flujo de aire

50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


540

640

740

840

940

1040

Concentr

acio

n D

BO

5

Flujo de aire

50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


1100

1200

1300

1400

1500

1600

1700

Concentr

acio

n D

QO

Flujo de aire

50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190

145

Figura AVI.4. Concentración remanente de la SST en función al caudal de aire para una


Figura AVI.5. Concentración remanente de la sulfuros en función al caudal de aire para

una concentración de 800 mg/L Al2(SO4)3 y 38 mg/L de poliacrilamida

En la sección 3.3.3 se graficaron los porcentajes de remoción porque como se

aprecia en las Figuras AVI.1 a la Figura AVI.2, desde el flujo de 130 L/min

corresponde una concentración inicial diferente a los flujos de 50 a 120 L/min, por

lo que para poder comparar los resultados se calculó y graficó el porcentaje de

remoción de los contaminantes.


47

67

87

107

127

147

Concentr

acio

n S

ST

Flujo de aire

50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

Concentr

acio

n S

2

Flujo de aire

50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190

146

ANEXO VII

DISEÑO DE LA PLANTA DE TRATAMIENTO A ESCALA

INDUSTRIAL

Para el diseño de la planta industrial se calculó el caudal de diseño en función a

las siguientes consideraciones:

Cada 16,1 h se descarga las aguas residuales de una nueva parada de

pieles.

El consumo de agua promedio, en metros cúbicos por tonelada de piel

cruda es de 42,9.

El peso promedio de cada parada de pieles que ingresa al proceso de

pelambre es de 2 toneladas.

Se calculó el caudal de diseño para un tiempo de tratamiento de 16,1 h con base

a la Ecuación [2.16].

𝑄𝑤 =

42,9 𝑚3

𝑡𝑝ℎ𝑠∗ 2 𝑡𝑝ℎ𝑠

30%

𝑄𝑤 = 5,3 𝑚3

ℎ= 16

𝑔𝑎𝑙

𝑚𝑖𝑛

Con base al caudal de diseño se realizaron los mismos procedimiento para el

dimensionamiento del agitador estático, el floculador hidráulico, el eyector, el

clarificador de platos inclinados y el sistema de aireación, por lo que no se repetirá

dichos pasos, a excepción de los equipos y procesos que se añaden y que

requirieron de los resultados obtenidos en la experimentación a escala piloto para

la determinación de los parámetros de diseño.

Diseño del proceso de homogeneización

147

El volumen del tanque se calculó en función al consumo de agua promedio y el

peso de cada parada de pieles que ingresa al proceso de pelambre, en función a

la Ecuación [2.17].

𝑉𝑇𝐾−01 = 42,8 𝑚3

𝑡∗ 2 𝑡

𝑉𝑇𝐾−01 = 85,7 𝑚3

Para un tanque cúbico los lados son de 3,4 m cada uno.

Diseño del sistema hidráulico

Con el diseño del sistema hidráulico se obtuvo una pérdida de carga en el sistema

de 18,6 m de agua. Las características de la bomba del sistema que se escogió

se muestran en la Figura AVII.1.

Para el cálculo del flujo del sulfato de aluminio y poliacrilamida fue necesaria la

determinación de la concentración con base a las pruebas a escala piloto y la

densidad que se determinó durante la preparación de las soluciones.

La dosificación del sulfato de aluminio se calculó sobre la base de la Ecuación

AVII.1.

𝑄𝐶 =𝑄𝑤 ∗ 𝐶𝐶 ∗ 𝐶𝑠𝑜𝑙 𝐶

𝜌𝐶

[AVII.1]

Donde:

𝑄𝐶: flujo de sulfato de aluminio (L/h)

𝐶𝐶: Concentración de sulfato de aluminio puro (mg/L)

𝐶𝑠𝑜𝑙 𝐶: concentración de solución de sulfato de aluminio (% en peso)

𝜌𝐶: densidad de la solución de sulfato de aluminio (kg/m3)

148

𝑄𝐶 =5,3

𝑚3

ℎ ∗ 800 𝑚𝑔

𝐿 ∗106 𝑘𝑔

6 𝑘𝑔

1039 𝑘𝑔𝑚3

𝑄𝐶 = 432,6 𝐿

ℎ 𝑑𝑒 𝑠𝑜𝑙𝑢𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑎𝑔𝑢𝑙𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑎𝑙 5,7 %

La dosificación de la poliacrilamida se calculó sobre la base de la Ecuación AVII.2.

𝑄𝐹 =𝑄𝑤 ∗ 𝐶𝐹 ∗ 𝐶𝑠𝑜𝑙 𝐹

𝜌𝐹 [AVII.2]

Donde:

𝑄𝐹: flujo de poliacrilamida (L/h)

𝐶𝐹 Concentración de poliacrilamida pura (mg/L)

𝐶𝑠𝑜𝑙 𝐹: concentración de solución de poliacrilamida (% en peso)

𝜌𝐹: densidad de la solución de poliacrilamida (kg/m3)

𝑄𝐹 =5,3

𝑚3

ℎ ∗ 38 𝑚𝑔

𝐿 ∗270 𝑘𝑔250 𝑔

1281 𝑘𝑔𝑚3

𝑄𝐹 = 170,0 𝐿

ℎ 𝑑𝑒 𝑠𝑜𝑙𝑢𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑓𝑙𝑜𝑐𝑢𝑙𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑎𝑙 0,1 %

La bomba dosificadora de coagulante debe vencer una presión manométrica de

5,4 m de agua y la bomba dosificadora de floculante debe vencer una presión

manométrica de 3,3 m de agua. Las características de la bomba que se escogió

para los dos químicos se muestran en la Figura AVII.2 y Figura AVII.3.

149

Figura AVII.1. Hoja de datos de la bomba sumergible Myers de 0,75 kW

150

Figura AVII.1. Hoja de datos de la bomba sumergible Myers de 1,5 kW (continuación)

1 5 1

F i g u r a A V I I . 2 . H o j a d e d a t o s d e l a b o m b a d o s i f i c a d o r a d e c o a g u l a n t e 60-AP44-P77_M

151

1 5 2

F i g u r a A V I I . 3 . H o j a d e d a t o s d e l a b o m b a d o s i f i c a d o r a d e f l o c u l a n t e 62-A21-BP2_M

152

153

Diseño del CPI

El área transversal de flujo se calculó con base a la velocidad de carga

contaminante obtenida en las pruebas piloto de 4,9 kg/h/m2 y las concentraciones

de SST y A&G que se determinaron en función a la caracterización del agua

cruda de la Tabla 3.20. Se usó la Ecuación [1.5] para el cálculo.

𝐴𝑡𝐼𝑃𝐶 =5,3

𝑚3

ℎ∗ (185 + 21)

4,9 𝑘𝑔

ℎ𝑚2

𝐴𝑡𝐼𝑃𝐶 = 0,3 𝑚2

Los posteriores procedimientos para la determinación del ancho, largo, longitud

de los platos, número de platos, altura del espesador y parámetros de

comprobación de diseño son iguales a los realizados para la planta piloto en el

Anexo III.

Diseño del sistema de aireación

Se diseñó el sistema de aireación con la utilización del programa diseñado por

Stamford Scientific International Inc. (2013), que requiere el ingreso de datos

meteorológicos locales de la Tabla 2.7. Estos datos se determinaron con base a la

Figura AVI.4.

El cálculo del flujo de aire se determinó con base a la Ecuación [1.3], la relación

A/S determinada durante la experimentación en la planta piloto y la densidad

calculada con el programa ¨Head Loss Calculator¨ de la Stamford Scientific

International Inc. (2013).

20,8 =𝑄𝑎 ∗ 0,9

𝑘𝑔𝑚3

5,3 𝑚3

ℎ ∗ (22 𝑚𝑔

𝐿 + 197 𝑚𝑔

𝐿 )

154

𝑄𝑎 = 447 𝐿

𝑚𝑖𝑛

Se determinó sólo la pérdida de carga generada por el flujo de aire requerido, ya

que el sistema de aireación forma parte de la curtiembre. El factor de fricción se

calculó en base a la representación del número de Reynolds en el diagrama de

Moody y la densidad del aire se calculó con la Ecuación AIII.1.

𝜌𝐴 =540 𝑚𝑚𝐻𝑔 ∗ 28.84

𝑘𝑔𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙

8313 𝐽

𝑘𝑔𝑚𝑜𝑙 ∗ 𝐾∗ (13°𝐶 + 273°𝐶) 𝐾

𝜌𝐴 = 5,44𝑥10−2 𝑙𝑏

𝑓𝑡3

Figura AVII.4. Datos meteorológicos de la estación Aeropuerto de Ambato en el periodo

Agosto-Septiembre (Dirección de Recursos Hídricos y Gestión Ambiental, 2013, p. 1)

Para el número de Reynolds se conocía que la tubería de aire en la curtiembre

tiene un diámetro nominal de ½ plg y se usó la Ecuación AIII.4.

155

𝑅𝑒𝐴 =

𝜌𝐴 ∗4 ∗ 𝑄𝐴

𝜋 ∗ 𝐷𝐴2 ∗ 𝐷𝐴

𝜇𝐴

𝑅𝑒𝐴 =5,44𝑥10−2

𝑙𝑏𝑓𝑡3 ∗

4 ∗ 190 𝐿

𝑚𝑖𝑛𝜋 ∗ (0,5 𝑝𝑙𝑔)

0,028 𝑐𝑃

𝑅𝑒𝐴 = 1,01𝑥106

El programa utilizó la ecuación de Bernoulli e iteraciones para determinar la

pérdida de carga, los resultados que se obtuvieron se muestran en la Tabla 3.37.

Balance de masa

El balance de mase se realizó en el proceso de flotación, donde se separan los

contaminantes, como se muestra en la Figura AVI.5.

Con base a los resultados obtenidos en las pruebas piloto se determinó que el

tratamiento propuesto remueve 63,5 % en A&G y 74,6 % en SST. Con estos

porcentajes de remoción se determinó la cantidad de sólidos removidos en el

proceso de flotación. Las concentraciones iniciales de A&G y SST pertenecen al

promedio de la Tabla 3.20, ya que los porcentajes de remoción a 150 L/min se

obtuvieron a esa concentración inicial.

De los 5 359,9 kg/h de masa que ingresa al proceso de flotación, 24,2 kg/h

pertenece al flujo de aire, 4,3 kg/h al flujo de coagulante y 0,2 al flujo de

floculante, lo que resulta en un ingreso de 5 324 kg/h de agua residual al proceso

de flotación. Con este flujo y los porcentajes de remoción mencionados

anteriormente se determina la remoción de sólidos del sistema.

𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝑠ó𝑙𝑖𝑑𝑜𝑠 𝑟𝑒𝑚𝑜𝑣𝑖𝑑𝑜𝑠 = 5 324𝑘𝑔

ℎ∗

𝑚3

1000 𝑘𝑔 ∗ (22

𝑚𝑔

𝐿∗ 63,5 % + 197

𝑚𝑔

𝐿∗ 74,6 %) + 4,3

𝑘𝑔

ℎ+ 0,2

𝑘𝑔

ℎ

156

Diagrama PFD, BFD y PID

El código de colores utilizado en el diagrama PID responde a la norma INEN 440

para el transporte de fluidos en tuberías que se muestra en la Tabla AVII.1.

Tabla AVII.1. Código de colores para el transporte de fluidos en tuberías

Fluido Color

Agua Verde

Vapor de Agua Gris

Aire y oxígeno Azul

Gases combustibles Amarillo

Gases no combustibles Amarillo

Ácidos Anaranjado

Álcalis Violeta

Líquidos combustibles Café

Líquidos no combustibles Negro

(Paez, 2013, p. 63)

La identificación de las líneas se realizó en función a la nomenclatura de la norma

PDVSA L-TP-1.3, que se muestra en la Figura AVII.6.

Figura AVII.5. Nomenclatura para la identificación de tuberías (Paez, 2013, p. 62)

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