evaluación del comportamiento hidraulico un reactor uasb utilizado ...

EVALUACIÓN DEL COMPORTAMIENTO HIDRAULICO UN REACTORUASB UTILIZADO PARA EL TRATAMIENTO DE AGUAS RESIDUALESDiana Arroyave Gómez, Maribel González Arteaga y Darío Gallego Suárez.Universidad Nacional de Colombia Sede Medellín, Facultad de Minas.Calle 55 Nº 80-54 apto 523, margoiq@yahoo.com.Palabras claves: Comportamiento hidráulico, tipo de flujo, dispersiónResumen: El estudio fue realizado a partir de una prueba detrazadores que incluyó la búsqueda y selección de una sustanciatrazadora apta para la digestión anaerobia (LiCl). Mediante de laaplicación de tres modelos para flujo real, Dispersión, Resnick ytanques en serie, se pudo concluir acerca del tipo de flujopredominante en el reactor. Se determinó también que losparámetros de diseño operacionales tales como la carga orgánicavolumétrica, la velocidad superficial no corresponden a valoresadecuadosIntroducción.En la actualidad, existe un gran problema en loque respecta a los sistemas implementados parael tratamiento de aguas residuales, ya que lamayoría de las veces estos sistemas no seencuentran en condiciones óptimas defuncionamiento, debido principalmente a que eldiseño y la operación no se realizaadecuadamente en la gran mayoría de los casos,lo que hace muy importante la evaluaciónconstante de los sistemas de tratamiento deaguas residuales para garantizar el logro de losobjetivos técnicos y económicos.Los reactores (UASB) han sido ampliamenteusados para el tratamiento de aguas residualesde baja y alta carga orgánica, de naturalezasoluble y compleja (4). La operación de éstos sebasa en la actividad autorregulada de diferentesgrupos de bacterias que degradan la materiaorgánica y se desarrollan de manera continua,formando un lodo biológicamente activo dentrodel reactor, siempre y cuando en el interior setenga un buen contacto con el agua residual y untiempo de permanecía suficiente para alcanzaruna alta eficiencia en la remoción de materialorgánico biodegradable (10, 12). Para garantizaruna buena operación de este tipo de reactores, esnecesario evaluar su comportamiento hidráulicocon el fin de identificar el tipo de flujo y losproblemas que lo afectan.En la Figura 1 se muestra un esquema del reactorUASB. Estudios realizados por Hulshoff y Lettinga(1988), identificaron diferentes zonas hidráulicasen un reactor UASB; en el lecho de lodo el flujoes tipo pistón, en el manto de lodo elcomportamiento es turbulento y el flujo puedellegar a ser completamente mezclado y en laparte del sedimentador, el flujo es laminarparecido a flujo pistón.Este reactor tiene entonces un modelo de flujopistón- mezcla completa- pistón y de una formaglobal, este comportamiento se inclina mas haciaflujo completamente mezclado (2)Figura 1. Representación esquemática de un reactorUASB y la variación de la concentración de lodo con laaltura.GasGSLMantolechoAfluenteEfluenteMantoTransiciónLecho3Concentración de lodo (Kg/m )En este trabajo se presenta el estudio hidráulicopara determinar la distribución de flujo, tiemporeal de residencia y los parámetros de diseño deun reactor UASB. Finalmente se concluye acercade su desempeño actual con los parámetros dediseño que posee1. DESCRIPCIÓN DEL REACTOR UASBLa alimentación al reactor es tipo flauta, el aguaresidual que se trata entra y se distribuye por elfondo a través de cuatro anillos cada uno1

conformado por 7 boquillas. El reactor estáformado por una primera cámara que tiene unaaltura de 2,64 m donde se encuentran seissondas o sitios de muestreo cada 0,5 m hastauna altura de 2,5 m, las que se utilizan pararealizar el seguimiento de la variación de laconcentración de lodo en el reactor con el perfilde lodos. El resto de la altura lo constituye la zonade separación GSL. En la Tabla 1 se aprecia lasdimensiones del reactor en estudio.Tabla 1. Dimensiones del reactor UASBDimensionesMedidasLongitud ( m ) 9,0Ancho (m) 6,0Altura útil (m) 4,0Altura total (m) 4,45Area (m 2 ) 54,0Volumen útil (m 3 ) 216,0Volumen total (m 3 ) 240,0Caudal (L/s) 2,5Tiempo teórico deretenciónFuente : Universidad de Antioquia,199024hDel seguimiento de los perfiles de lodo del reactoren cuestión, se puede deducir que el lodobiológico es granular y que el reactor cuenta conun exceso exagerado de lodo que no esnecesario para obtener una buena producción debiogás y por el contrario interfiere en elcomportamiento hidráulico. (1)2. Metodología2.1 Metodología ExperimentalDebido a que el estudio hidráulico del reactor esuna descripción casi exacta de lo que sucede anivel de distribución de flujo en su interior, esnecesario que a la hora de realizarlo existacontinuidad en el proceso para garantizar que losresultados de la evaluación hidráulica, seanconfiables y permitan conocer a ciencia cierta losfactores hidrodinámicos que lo afectan. Con elpropósito de que esto se cumpliera fue necesariomontar un sistema de alimentación alterna queproporcionara un caudal casi constante durante eltiempo que duró la prueba.2.1.1 Prueba de trazadores.Para realizar el estudio hidráulico del reactorUASB, se montó una prueba de trazadores (9). Elprocedimiento consistió en inyectar 240 gr de LiCldisuelto en 3 l de ácido acético al reactor(volumen 240 m 3 y un flujo de 2.5 l/s) por mediode una dosis instantánea correspondientes a0,177 mgLi + /L asumiendo, según lo predichoteóricamente, que el reactor tiene un predominiode mezcla completa. Se seleccionó el LiCl comotrazador porque el litio es un elemento inerte paralas bacterias metanogénicas a concentracionesmenores de 1 g/l. Se adicionó 2 ml de ácidonítrico a las muestras, para preservarlas hasta suposterior análisis (2). Se determino laconcentración de trazador a la salida duranteintervalos de tiempo iguales (1 h) por dos tiemposde residencia teóricos. El método de análisisutilizado para la determinación de Li + fue el deespectrofotometría de absorción atómica.Tres condiciones que se tuvieron en cuenta porser necesarias más no suficientes para garantizarel éxito de la prueba fueron: operación continuadel reactor durante los 48h que duró la prueba, nohubo recirculación de líquido y caudal constante(2.5L/s).2.2 Metodología de cálculoCon los datos de concentración de trazadorobtenidos, se realizó una serie de cálculos paraobtener las funciones y curvas de distribución deflujos y tiempos de residencia.Se determinaron los valores de E(t), F(t) y 1-F(t),y sus respectivas funciones de distribuciónadimensionales E(θ), F(θ) y C(θ),. Estas funcionesde distribución se utilizaron para evaluar el tipo deflujo del reactor por medio de los siguientesmodelos: Dispersión, Tanques en serie (9) y elmodelo de Wolf y Resnick (1963).Se evaluaron también parámetros de diseñocomo son la carga orgánica volumétrica, la cargahidráulica volumétrica y la velocidad superficialpromedio del fluido. Al comparar estos valorescon los recomendados por la bibliografía paraeste tipo de reactores, se pudo comprobar elcumplimiento de dichas relaciones y sucontribución al diseño. El estudio se completó conel valor del porcentaje de trazador recuperadoque se puede determinar por medio de unbalance de material para esta sustancia.3. Resultados y Discusión3.1 Curvas de distribuciónCurva C(t). La distribución de la concentracióndel trazador en el efluente del reactor UASB seaprecia en la Figura 5.14.2

Figura 2. Distribución de la concentración del trazadoren el efluente del reactor UASB.C (mg Li +/ L)0,120,10,080,060,040,0200 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55Tiempo (h)Tabla 2. Parámetros obtenidos para la curva dedistribución de concentraciones de trazador en elefluente del reactor.ParámetrosValorVarianza 213,7Tiempo de residencia24,0teórico (h)varianza adimensional 0,371Aunque la cantidad de datos obtenidosexperimentalmente describe una tendenciadefinida de la curva de concentraciones, si sehubieran tomado muestras en intervalos detiempo menores, posiblemente se habríaapreciado una concentración máxima de trazadormayor que la que se observó.En la Figura 2 se puede apreciar que cumplir dostiempos de residencia teóricos (48 h) no fuesuficiente para que alcanzara a salir la totalidaddel trazador, es decir, se observa una cola largadecreciente al final pero con una tendencia muylenta a cero, lo que hace pensar que el tiempo deresidencia real del reactor es mucho mayor que elteórico calculado, debido a factores de flujo que loalejan de la idealidad como se analizaráposteriormente. Otro aspecto importante aconsiderar es que la concentración máxima detrazador (0,0953 mg/L) se obtiene muyrápidamente y mucho antes de cumplirse dostiempos de residencia teóricos que era loesperado según trabajos realizados por Avella(2001); Sin embargo este valor a pesar de ser elmáximo, fue mucho menor que esperadoteóricamente (0,177 mg/L).Para los primeros valores de tiempo, laconcentración de trazador va aumentandoprogresivamente desde cero como escaracterístico de un reactor real que presenta unacombinación de flujo pistón y mezcla completa.Así mismo se puede observar que no solamenteexiste el pico de máxima concentración, sino quedespués de haberse obtenido una concentraciónde 0,455 mg/L de trazador en la hora 13, para lahora 14 este valor se incrementa un pococreando otro pequeño pico que teóricamente dauna idea de la presencia de cortocircuitos.Curva E. La distribución del tiempo en que salecada elemento de fluido del reactor esdenominada por Levenspiel (1999) como lafunción de distribución de edad del efluente ocurva E. Si el caudal permanece constante, E(t)se puede definir de la siguiente manera(8):Ct ()Et () = =∞Ctdt ()∫0∑CiC∆tii(1)La curva E tiene como restricción que el fluidosolo entre y salga del reactor una vez (Avella,2001).Figura 3 Curva de distribución de edades de trazadora la salida del reactor UASB.E ( h -1 )0,060,050,040,030,020,0100 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55Tiempo (h)Curva F. La curva F se utiliza para describir laconcentración acumulativa de la sustanciatrazadora a la salida ( midiendo la concentraciónen el reactor en función de su concentracióninicial (C/Co)) (8).Para reactores con flujo no ideal y cuando lasconcentraciones están dadas por un número finitode puntos, el caudal es constante y los unos ∆t ison iguales, se tiene que:Ft () =n∑i=1f∑i=1CCii(2)En la Figura 4 se aprecia la representacióngráfica de la distribución del porcentaje detrazador que ha salido en un tiempo t conrespecto a la cantidad de trazador que alcanzó asalir y no con respecto a la cantidad totalinyectada, y por eso el valor final de F(t) es 1. Es3

importante resaltar que esta curva representa unadistribución y no un balance de material.Figura 4. Distribución de la fracción de trazador a lasalida del reactor UASBF10,80,60,40,200 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52Tiempo(h)Como es lógico el comportamiento de 1-F(t) esanálogo al de la Figura 4Figura 5 Distribución del trazador remanente en elreactor para cualquier tiempo t.1-F1,110,90,80,70,60,50,40,30,20,100 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52Tiempo (h)La forma de esta curva al igual que la de laFigura 4 no dependen de las condiciones decontorno, es decir, del tipo de flujo que predomineen el reactor sino más bien de los problemashidráulicos, tales como cortocircuitos,recirculaciones o zonas muertas.3.2 Análisis Cualitativo de la tendencia de lacurva de concentración de trazador.Los principales parámetros que se tienen encuenta para el análisis de la tendencia de la curvason:t i = 1h: tiempo inicial desde que se aplica eltrazador hasta que aparece en el efluente.t p = 5h: tiempo modal, tiempo para lapresentación de la máxima concentraciónt o = 24h: tiempo medio de retención teórico.t m =36h: tiempo mediano, corresponde al paso del50% del trazador.t c = 11.5h: tiempo en que la concentración esmayor que Cp/2.t b = 1h: tiempo en que la concentración es mayorque Cp/10.C o : concentración inicial de trazador.C p = 0.0953mg/L: concentración máxima a lasalida.Las relaciones de estos tiempos con el tiempoteórico de residencia sirven para hacer unanálisis cualitativo detallado de la tendenciade la curva.(1).Tabla 3. Relaciones de tiempos experimentales conrespecto al tiempo teórico para el análisis de latendencia de la curva de distribución de trazador.t it0= 0.042R>0.3 indica cortocircuitos.R= 1 para flujo en pistón.R= 0 para flujo mezclado.R< 1, indica cortocircuitos.R>1 indica acumulaciones det la sustancia trazadora, lasm= 1.500 cuales abandonan lentamentet0a largando la ramadescendente de la curva deconcentración.R ≈ 0, indica el predominio det pflujo mezclado.= 0.208 Rt≈ 1 y t i /t o >0,5, se puede0afirmar que existe elpredominio de flujo pistón.t ct0t bt0. e == 0479= 0.0427 .160Para un reactor completamentemezclado esta relación es0,693 ó mayor.En el caso de flujo a pistón seaproximará a la razón deltiempo de inyección ∆t o /t o ypara el flujo mezclado será deorden 2,3.El valor de e es igual a 0 paraflujo pistón y mayor que 2,3para flujo mezclado.3.3 Modelos matemáticos para flujo real.Para el estudio de los diferentes modelos esconveniente medir el tiempo θ en función deltiempo medio de residencia, y cada una de lasfunciones de distribución, en funcion deθ si sondivididas por t m (9).tm∞∫tE()t dt0= ≈∞Etdt ()∫0∑∑tθ = (3.1 )tmCt∆ti iC∆tii(3)3.3.1 Modelo de dispersión. El grado dedispersión del flujo, se puede cuantificar pormedio del coeficiente de dispersión D y el4

número de dispersión D/uL y lavarianza(Levenspiel, 1989).Un D/uL alto, significa una dispersión rápida deltrazador, indicando presencia de flujo mezclado,(D/uL>0,01).Un D/uL bajo, significa una dispersión lenta,(D/uL < 0,01)Un D/uL = 0, significa que no hay dispersión, porconsiguiente predomina el flujo en pistón.222 ∑( ti −tm)Ci∆ti ∑ti Ci∆ti2σ = ≈ −t(4)mC∆t C∆t∑∑i i i i22 σσ θ = (5)2t mCuando el grado de dispersión es grande, seutiliza la siguiente expresión.2 2 −( ul / D)σ θD uL D uL e= 2( / ) −2( / ) (1 − ) (6)llevando a cabo un procedimiento iterativo comolo recomienda (9), partiendo de un valor semillade 0.1855, se obtiene un D/uL= 0.245 que seconsidera grande indicando que el flujo presentauna marcada tendencia a mezcla completa(dispersión grande).En la Figura 6 se graficaron superpuestas lacurva de C(θ) para el reactor real y la curva deC(θ) según el modelo de dispersión; se apreciaque la real esta mas dispersa que la predicha porel modelo. Esta dispersión se debe posiblementea que por el exceso de lodo que presenta elreactor, disminuye el espacio disponible para lacirculación del líquido y aumenta el proceso demezcla que implica una redistribución del líquido,ya que por un número indeterminado de vecesdurante el paso del flujo a través del reactor, secrean turbulencias que al aumentar hacen que elflujo sea aun mas disperso y viceversa.Figura 6 Comparación de la curva de concentraciónexperimental y el modelo de dispersión grande.C( )2,72,42,11,81,51,20,90,60,30Curva experimentalCurva según modelo0 0,3 0,6 0,9 1,2 1,5 1,8 2,1t/to3.3.2 Modelo De Wolf Y Resnick. EL modelopropuesto por David Wolf y William Resnick(1963) està descrito por la siguiente expresión.− Ft = e t> ε (7)−β(( t−ε)/ t )1 ( ) m;El modelo da una primera aproximación al tipo deflujo, analizando los valores experimentales quetoma β y ε en la ecuación que dependen de lascaracterísticas hidráulicas que se hayanencontrado predominantes para describir elcomportamiento del reactor.En este caso los valores obtenidos para β y εfueron 3.1985 y 0.065 respectivamente. Según laclasificación de Resnick y Wolf (1963), Al ser β>1y ε>0 el reactor en estudio presenta predominiode mezcla con flujo pistón La curva según elmodelo se superpone con la curva de datosexperimentales para observar el ajuste.Figura 7 Comparación de curva de fracción remanenteexperimental con la del modelo de Wolf y Resnikc.1-F1,210,80,60,40,2Curva según modeloCurva experimental00 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 2,4t/toEl modelo matemático permite cuantificar elporcentaje de flujo piston (P), Mezcla completa(M), y zonas muertas (m e ), que se presentan en laoperación normal del reactor a partir deparámetros como ϕ y Tanα para cuyo calculo sesigue el siguiente procedimiento:Se grafican los valores de la fracción remanenteexperimentales (1-F) en escala semilogarítmicaen función del tiempo adimensional (t/t o ).5

Figura 8. Determinación de los parámetros tanα y θdel modelo de Wolf y Resnick.log [1-F]0,10,0110 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2t/toSe traza la línea tangente en el punto donde lacurva se empieza a volver vertical. Para trazar lalínea tangente en el mejor punto, fue necesarioevaluar la tendencia lineal de los últimos valoresy a partir del coeficiente de correlación,seleccionar el punto en el que verdaderamenteempieza a comportarse linealmente la parte finalde la curva. Si esta línea empezara antes avolverse vertical el valor de tanα seria menorporque aumentaría la diferencia entre los puntosde corte ( Y=1 y Y=0,1). Así mismo si se trazarala línea tangente en puntos donde es másevidente la tendencia vertical, el valor de tanαpodría aumentar demasiado.En la Figura 8 se aprecia que la línea se empiezaa volver vertical a partir de un valor de t/to igual a1,79. Si se traza la tangente en este punto, seobserva que el corte con log(1-F) = 1 es 1,24 y elvalor de corte con log(1-F) = 0,1) es 1,7.De la Figura 8 se halló un valor de θ igual a0,0416 y una tanα de 2,174, con estos resultadospueden determinarse los demás parámetros parael modelo de Wolf y Resnick, el porcentaje demezcla completa, pistón y zonas muertas en elinterior del reactor, que se aprecian en la Tabla5.10.Tabla 4. Parámetros del modelo de Wolf y Resnick.ParámetrosValoresθ 0,0416tanα 2,174P 0,1721.m e 0,6221M 0,3126En el cálculo de los parámetros anteriores se tuvoen cuenta la presencia de corto circuitosindicados por la formación de un pequeño picoposterior al pico inicial. El porcentaje decortocircuitos fue 36 % y se determinó con lafracción de área bajo la curva del primer picosobre el área total.Como puede observarse existe un factordeterminante que aleja el flujo de la idealidad y esel porcentaje de zonas muertas que esconsiderablemente grande (62,21 %), indicandoque el trazador tiene una alta probabilidad dequedarse atrapado dentro del reactor en unvolumen que no es útil y que corresponde alespacio que no esta disponible para el flujo delíquido porque es ocupado por el exceso de lodo.Una vez mas confirmamos que el tiempo deresidencia experimental es mucho mayor que elteórico y por esto el trazador no alcanzó a salir ensu totalidad.El flujo pistón correspondiente a un porcentaje de17,21 %, puede estarse dando en el fondo dondela concentración del lodo es mayor, sin embargoademás del flujo pistón, esta alta concentración yla gran cantidad de materia inerte conformada porel lodo muerto acumulado y arena se convierte enel mayor porcentaje de zonas muertas queocasionan que parte del agua quede atrapadatemporalmente impidiendo el paso del trazadorhacia la salida y por ende que el volumen útildisminuya en mas de un 50%.Los porcentajes cuantificados por medio de estemodelo, revelan el predominio de mezclacompleta debida principalmente a las burbujas debiogás que se forman en el lecho y a laturbulencia que se genera por el paso del líquidoa través del poco espacio disponible.3.3.3 Modelo De Tanques En Serie. Estemodelo supone que el reactor se puederepresentar por varios tanques de mezclacompleta ideales del mismo tamaño en serie (9).Si el número de tanques es grande, el flujo serámas aproximado a un flujo pistón. Por el contrario,si el número de tanques es pequeño, larespuesta se aparta considerablemente de dichoflujo y se inclina mas hacia mezcla completa (9).∞ 2 N ( N −1)−Nθ2 θ N θ e dθ1σ θ = ∫−1= (8)N −1 !N0( )de donde N ≅ 3. Como el número de reactoresformado por la serie es muy pequeño, se deduceque el comportamiento del UASB se aleja delde un reactor pistón de flujo continuo.En la Figura 9 se muestra la comparación de ladistribución de edades del trazador en el efluenteentre el modelo de tanques en serie y los valoresexperimental. En cuanto a la curva según elmodelo, se aprecia que es semejante a la6

experimental, siendo la del modelo mucho massuave porque el pico de máxima concentraciónaparece en un tiempo dos veces mayor que el dela curva experimental en la que se observa unpico muy pronunciado para los primeros valores.Figura 9. Comparación de las curvas de distribución deedades del trazador experimentales en el efluente delUASB y la del modelo de Tanques en Serie.E( )1,51,20,90,60,3Flujo RealModelo de tanques en00 0,3 0,6 0,9 1,2 1,5 1,8 2,1t/toLos resultados obtenidos por los tres modelos deflujo real, permiten concluir que el reactorpresenta una gran tendencia a comportarsehidráulicamente como mezcla completa según lopredicen teóricamente en sus estudios Lettinga etal (1988) lo que indica que la metodologíautilizada permitió obtener buenos resultados.3.4 Balance de material para el trazador.Para un elemento de trazador, el balance demasa está dado por (11):Entrada=Salida+ Acumulación (9)Por medio de este balance se llega a la ecuación10 que representa el porcentaje de trazadorrecuperado en cada hora.∑QCi∆tii% recuperado =(10)CoVTlos valores obtenidos se grafican para observar lacurva de tendencia.Figura 10. Porcentaje de trazador Recuperado durantela prueba de trazadores.% Recuperado10 09080706050403020100y = -0,0173x 2 + 2,0738x - 1,8282R 2 = 0,99850 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30 33 36 39 42 45 48 51tiempo (h)La Figura 10 representa el balance de materialpara el trazador e indica el porcentaje que enrealidad salió (correspondiente a un 60%únicamente). Como se mostró anteriormente, unaconcentración exagerada de lodo provoca que elflujo dentro del reactor no esté bien distribuido yque el trazador no haya logrado salir en sutotalidad durante las 48 horas que duró el estudiohidráulico, debido a que esta sustancia quedoretenida en algunas zonas de mayorconcentración de lodo. Según la ecuación querepresenta tendencia de la curva, se puedecalcular que el trazador podría terminar de saliren aproximadamente 120 horas,correspondientes a 5 días que es un tiempodemasiado largo y no tiene sentido a la hora deevaluar la eficiencia de un equipo.3.5 Parámetros de diseño de un reactor UASBCarga orgánica volumétrica. Para desechosindustriales se usan cargas orgánicasvolumétricas límites de diseño de 15 a 20KgDQO/m 3 d (13).Q * SLo = =1,71 KgDQO/m 3 d (11)V TEs evidente que la carga orgánica volumétricaactual es mucho menor que la que se podríaalcanzar en condiciones ideales (lodo granular enconcentraciones normales).para lograr una carga orgánica alta, el caudaltendría que ser muy alto y se correría el riesgo delavar el reactor por la excesiva cantidad de lodopresente en el reactor. Simultáneamente de estaexpresión se puede deducir que con una cargaorgánica volumétrica como la máximarecomendada por la bibliografía (20 KgDQO/m 3 d)y con un tiempo de residencia tan prolongadocomo el que se tiene realmente se obtendría unaremoción de sustrato hasta de 10 veces la que selogra actualmente.7

Carga hidráulica volumétrica.Experimentalmente, se ha determinado que lacarga hidráulica volumétrica no debe sobrepasarlos 5 m 3 /dm 3 (3).3Q mLh = = 1 (12)3V m * dTEl valor obtenido es menor que el valor límite loque indica que la remoción se da lentamentedebido a problemas de flujo mas que almecanismo de la digestión anaerobia. El tiempode retención hidráulico en realidad es mayor queel teórico, indicando que por ser la cargahidráulica demasiado pequeña, el fluidopermanece dentro del reactor un tiempoexageradamente mayor que el estrictamentenecesario para que se de una remoción eficiente.Se puede decir entonces que existe en el reactorun alto porcentaje de factores que afectan oretardan el flujo y por ello no se trata la cantidadde agua que se podría tratar. Los factoresmencionados anteriormente indican que elsistema esta siendo subutilizado en cuestión decaudal y por ende, en carga hidráulica.Carga superficial. Con el fin de prevenir ellavado, es necesaria una tasa de flujo ascendentemás baja que la velocidad de sedimentación dellodo.Se recomienda para el lodo granular, que el valormedio puede estar entre 1 y 3 m/h, siendo en laparte baja del reactor menor o igual que 1 m/h (2)QQ H HVs 24 ⎛ ⎞= = ⎜ ⎟ ⋅ = 0.166m/ hA ⎝ 24 ⎠ V 24 ⋅t= (13)TOComo se puede observa, esta Velocidad es muybaja comparada con la referencia. Para el lodogranular que se tiene, podría ser mas alta y estocoincide con la baja carga hidráulica. Si la cargahidráulica aumentara hasta el máximo valor(5m 3 /dm 3 ), la velocidad superficial aumentaríacomo se muestra a continuación.Vs= 0.83 m/hEsto representaría un aumento del 80% en lavelocidad, inclusive en el fondo del reactor.Debido a la alta cantidad de lodo, se puedeafirmar que el hecho de aumentar esta velocidadconstituye un alto riesgo para la operación delreactor pues el lodo podría ser impulsado por ellíquido hasta salir en el efluente, ocasionando ellavado del reactor. En este caso, debido a que setiene una alta cantidad de lodo, la velocidad nopuede ser mayor pero si se quisiera mejorar elrendimiento en la operación, podría disminuirse laconcentración de lodo para poder aumentar lavelocidad superficial hasta en un 80 %. Para laparte del reactor en que la concentración de lodoes menor, la velocidad puede ser aun muchomayor que el valor que se tiene actualmente (hasta 1 y 3 m/h). Sin embargo también se debetener en cuenta que la carga hidráulica no debeser muy alta para que el reactor pueda soportarmayores cargas orgánicas y se de una buenaremoción según lo recomienda la bibliografía.Sistema de alimentación. Para utilizar lacapacidad de retención del lodo adecuadamente,es importante garantizar un contacto óptimo entreel lodo y el agua residual, con el fin de prevenir lacanalización del agua residual a través del mantode lodos y evitar la formación de zonas muertas(5).La densidad de puntos de alimentación dependetanto del tipo de lodo, como de la temperatura (4).Como el reactor está operando a una temperaturaadecuada, consideramos que este no era unfactor limitante para la distribución de laalimentación, sin embargo el tipo de lodo si lo esy por ello adoptamos este criterio para hacerdicha evaluación.El reactor cuenta con un dispositivo a la entradaconformado por cuatro anillos de 7 orificios cadauno, lo que suma en total 28 orificios encargadosde distribuir la alimentación en el reactor. Si elárea total del reactor es 54 m 2 , él numero deorificios por unidad de alimentación por unidad deárea A es igual a 0,52 Nº/m 2 y su inverso 1/A es1,92 m 2 /Nº. Para un lodo granular como el quese tiene y una carga orgánica volumétrica deaproximadamente 1,71 KgDQO/m 3 d, el valor de larelacion deberia estar entre 0,5-1 según lorecomiendan Hulshoff et al. (1989) referenciadopor Arroyave et al, (2004),es decir, el valor de larelación debería ser menor según y para ello elnúmero de orificios dede ser. Idealmente elnúmero de orificios para cumplir las relacionesteóricas debería ser de 54 a 108.Según lo dicho anteriormente los problemas dedistribución de flujo y variación de caudal a lasalida revelados por el estudio hidráulico, sepueden presentar en parte, porque el reactor nocuenta con la cantidad de orificios dealimentación que debería tener y por ende ladistribución no es tan eficiente. Una buenadistribución del afluente puede afectarfavorablemente el lecho del lodohomogeneizando la concentración de ST amedida que aumenta la altura, es decir, podríahacer que la concentración de lodo en cadasonda fuera constante contrarrestando así laszonas muertas que se crean mas que todo en elprimer nivel por el apelmazamiento del lodo. Unamala distribución del flujo a la entrada además deprovocar variaciones de caudal, hace que el fluido8

circule en mayor cantidad por algunas zonas y enotras se retrace e inclusive se estanque.4 .Conclusiones• Existe un factor que aleja el flujo de laidealidad y es el porcentaje de zonas muertas quees considerablemente grande, lo que indica queel trazador tiene una probabilidad del 60% deretrazar su salida; trayendo como consecuenciaque éste no alcance a salir en su totalidaddurante la prueba y por consiguiente el estudiohidráulico esté limitado.• Los modelos para flujo real y la tendencia dela curva de concentraciones hacen pensar que elreactor aún con problemas tan grandes de flujocomo son los cortocircuitos y las zonas muertas,se comporta más como mezcla completa quecomo pistón.• A pesar de que los tres modelos indican lamisma tendencia del comportamiento hidráulicodel reactor, se observa que el modelo que mejorse ajustó fue el de Tanques en serie. Estearrojó que el reactor real se puede representarpor medio de sólo tres reactores ideales demezcla completa.• De la evaluación de los parámetros dediseño, se puede concluir que los problemashidráulicos están involucrados con aspectos comola mala distribución del caudal a la entrada debidaal exceso de lodo y al limitado sistema dealimentación.• El efecto del diseño sobre el funcionamientodel reactor es proporcional al exceso de lodo. Esdecir, los problemas hidráulicos se disminuiríanconsiderablemente si se optimizara la cantidad delodo.• la evaluación de los parámetros de diseñomencionados, revela que si se le hacen lasmejoras correspondientes al caudal dealimentación podría aumentar hasta tres vecesmás.(2)• La metodología propuesta para evaluarhidráulicamente el reactor UASB permitió obtenerresultados lógicos y confiables; sin embargo ehecho de que el trazador no saliera en sutotalidad limito la prueba5. Recomendaciones• Debido al exceso de lodo presente en elreactor se recomienda extraer lodo para mejorarde esta forma, el funcionamiento hidráulico, laproducción de gas y evitar la excesiva perdida deSSV en el efluente. Una cantidad apropiada deeste lodo con la actividad que presenta,permitiría el funcionamiento a altos caudales,velocidades de carga orgánica (CVO),disminuyendo así el tiempo de residencia yaumentando la eficiencia del proceso biológico.• Una buena herramienta para realización deuna extracción o purga de lodo sería determinarla actividad metanogénica específica (AME) enfunción de los SSV de cada uno de los sitios demuestreo del reactor, lo que indicaría de unaforma mas clara la relación entre la actividad y elcontenido de sólidos. Determinando así la capamenos activa y por lo tanto la zona más apta parala purga.• Para un estudio hidráulico más completo, serecomienda aplicar la metodología propuesta acada zona para obtener el perfil de flujo ycompararlo con el comportamiento global. Estopermitiría observar cual es la zona que aportamayores problemas hidráulicos al reactor.• Para un buen desarrollo de la prueba detrazadores, es necesario además de seleccionarcorrectamente el trazador contar con la cantidadapropiada y dar un tiempo considerablementemayor que el teórico de residencia para garantizarque todo el trazador alcance a salir en sutotalidad• El trazador se debe inyectar en un punto demezcla a la entrada para evitar que se estanquedesde el principio en una zona donde no hayabuena distribución.• Se recomienda hacer simultáneamente elmuestreo y el análisis de la sustancia trazadorapara hacer un balance de material que permitaconocer a ciencia cierta el instante en que terminade salir el trazador y por ende hasta que punto sedebe muestrear.• La variación del caudal a la entrada tampocoes favorable para el proceso. Se debe evitarinterrupciones muy prolongadas en laalimentación para no desestabilizar el flujo yobtener un porcentaje de remoción siempreuniforme.• El número de boquillas a la entrada se podríaduplicar para mejorar la distribución del flujo através de toda el área disponible. A la vez unabuena distribución del flujo, ayudaría ahomogeneizar la concentración de lodo en cadazona para evitar apelmazamientos que generanzonas muertas.NOMENCLATURAC i : Concentración de trazador en cualquierinstante t, mg/lE: Edad del fluido a la salidam e : Fracción de espacios muertos.M: Fracción de flujo mezcla completa.P : Fracción de flujo pistón.Tanα : Pendiente de la recta ajustada para unciclo (logarítmico) de datos.ϕ : Fracción del tiempo en el que el trazadorempieza a presentarse en el efluente del reactor.9

θ: Tiempo adimensionalσ 2 : Cuadrado de la amplitud de la distribucióno varianza, h 2σ 2 θ: Varianza adimensional.β: Parámetro que indica eficiencia en elmodelo de Resnick y Wolfε: Parámetro del modelo de Resnick y WolfBIBLIOGRAFIA1. Arroyave D, González M, (2004). “Evaluación DelComportamiento Hidráulico Un Reactor UASBUtilizado Para El Tratamiento De Aguas Residuales”.Medellín,. Tesis de grado (Ingeniero Químico)Universidad Nacional de Colombia. Facultad de Minas.Escuela de Procesos y Energía.11. Metcalf And Eddy, (1995). Ingeniería de las aguasresiduales. En :Tratamiento vertido y reutilización. McEd McGraw Hill Volumen 2. New York.12. Soto M, Méndez R, Lema J, (1993). Methanogenicand non-methanogenic activity tests. Theoretical basisand experimental set up. En: Water Research. Volume27, Number 8. Pp 1361-1376.13. Souza E.M, (1986) Criteria for the utilizacion designand operation of UASB reactors. En: Post conferenceinternational seminar on anaerobic treatment in tropicalCountries, Sau Pauli. Brazil.14. Universidad De Antioquia, (1990). Manual defuncionamiento y puesta en marcha de los reactoresUASB planta san pedro. 1990.2. Avella G, (2001). Evaluación del comportamientohidrodinámico de un reactor UASB y su influencia en laremoción de materia. Cali.Tesis de grado (M.Sc.ingeniería sanitaria y ambiental). Universidad del Valle.Facultad de ingeniería. Postgrado en ingenieríasanitaria y ambiental.3. Chernicharo C, Machado R, (1997). Feasibility OfThe UASB/Af System for Domestic Sewage Treatmentin Developing Countries. En: Water Science andTechnology, Volume 38, Number 8-9. Pp. 325 – 332.4. Hulshoff L, Lettinga G, (1984). New Technologies forAnaerobic Wastewater Treatment. En: Water Scienceand Technology, Volume 18, Number 12, p 41-53.5. Hulshoff L, Lettinga G, (1988). Process design forvarios type of waste water. Departament ofEnviromental Technology. Wageningen AgriculturalUniversity.6. Hulshoff P, (1995). Anaerobic WastewaterTreatment Technology with Emphasis to UpflowAnaerobic Sludge Bed (UASB) Reactor Systems,Tecnología de Reactores Anaeróbicos. En “Curso-Taller Internacional sobre Tratamiento Anaerobio deAguas Residuales”,. Universidad del Valle, Santiago deCali.7. Field J, (1989). Posibilidades y Potencial delTratamiento Anaeróbico de Aguas Residuales conÉnfasis en el Sistema UASB. En “SeminarioInternacional sobre Digestión Anaeróbica - Elementosde Diseño”. Universidad de los Andes, Bogotá.8. Levenspiel O, (1999). Chemical reaction engineering.Departament of Chemical engineering Oregon stateUniversity, Jhon Wiley and Sons.3 rd ed. New York NY.9. Levenspiel O, (1981). Ingeniería de las reaccionesquímicas. Ed Reverté S.A. 2 ed. Barcelona..10. Mejía J.H, (1999). Diseño, construcción yevaluación de un reactor UASB para el tratamiento deaguas residuales. Lima. Tesis de grado (IngenieroQuímico). Facultad de ciencias y tecnología.10