Efecto de la temperatura en el desempeño de un sistema
biológico de tratamiento de aguas residuales
de una industria petroquímica
Sergio A. Martínez-Delgadillo
Universidad Autónoma Metropolitana, Azcapotzalco, México
Miguel A. Morales-Mora
Pemex-Petroquímica, México
Miriam G. Rodríguez-Rosales Ricardo Aguilar-López
Universidad Autónoma Metropolitana, Azcapotzalco, México
La planta de tratamiento de aguas residuales del complejo petroquímico Morelos se ubica en una zona tropical donde las temperaturas ambientales y la alta temperatura que alcanza el aire a la salida del compresor del sistema de aireación del reactor biológico de la planta de tratamiento de lodos activados provocan que en ciertos periodos del año se alcancen temperaturas en el reactor biológico de hasta 41o C. Las altas temperaturas en el reactor afectan la actividad de los
microorganismos, la transferencia de oxígeno y las propiedades de sedimentación de los lodos biológicos, principalmente. Es común que el efecto de la temperatura no sea tomado en cuenta en los modelos para evaluar el desempeño de los sistemas de tratamiento de aguas residuales. En este trabajo se presenta un modelo de remoción de carbono utilizando microorganismos heterótrofos y que sí considera el efecto de temperatura. Con base en el modelo se obtuvo el comportamiento de diferentes parámetros, como la concentración de biomasa (expresada como sólidos suspendidos volátiles, tanto en el reactor como en el sedimentador) y la variación del oxígeno disuelto en el reactor al operarlo con diferentes caudales de recirculación y purga. A partir de estos resultados es posible cambiar las condiciones de operación mediante el manejo de los caudales, con la finalidad de desplazar la operación desde las condiciones reales hasta zonas de operación mejoradas, lo que permite, en algunos casos, reducir el efecto negativo de las temperaturas extremas y reducir los costos de operación debidos a la aireación y al bombeo para la recirculación y purga de lodos en diferentes periodos del año. Asimismo, se cumple con la calidad del agua tratada exigida por la norma ambiental vigente.
Palabras clave: aguas residuales, lodos activados, temperatura, planta petroquímica.
Introducción
La Petroquímica Morelos, S.A. de C.V., filial de Petróleos Mexicanos (Pemex)-Petroquímica, se localiza en la parte sur del estado de Veracruz, México. El complejo está
óxido de etileno, la cual contiene principalmente glicoles, como de la planta de acetaldehído, la cual contiene principalmente acetaldehído y ácido acético. Otras fuentes aportan hidrocarburos aromáticos y alifáticos.
La planta de tratamiento comprende un tratamiento primario conformado por separadores de aceites de placas corrugadas, laguna de igualación y un sistema de lodos activados (ilustración 1), cuyo reactor (s) aireado opera con un volumen de 15,000 m3 cada uno, seguido de un cárcamo para almacenar las aguas tratadas y cloración.
Las altas temperaturas de esta zona tropical pueden llegar a tener un efecto negativo en la eficiencia de remoción de contaminantes; efecto que se agudiza debido a que en el sistema de aireación (usado para transferir oxígeno en el biorreactor de la planta de la petroquímica) se utilizan difusores, en los que la compresión provoca que la temperatura del aire a la salida del compresor se incremente, lo que, a su vez, causa un aumento de temperatura en el reactor de mezcla completa.
Por lo anterior, el aire a la salida del compresor del sistema de aireación alcanza una temperatura de casi 90o C. En su recorrido hacia al reactor biológico se lleva a cabo una transferencia de calor en las tuberías, lo cual provoca que la temperatura se reduzca a unos 60o C a la entrada del reactor. Esto, combinado con la temperatura del medio ambiente, que en esa zona costera alcanza hasta 35o C en el verano, provoca que el licor mezclado en el reactor biológico alcance temperaturas cercanas o mayores a 40o C. Las altas temperaturas en el reactor afectan la actividad de los microorganismos, la transferencia de oxígeno y las propiedades de sedimentación de los lodos biológicos, principalmente. Pocos modelos introducen el efecto de la temperatura en el desempeño de los sistemas de tratamiento de aguas residuales, lo que los hace poco
eficientes para sistemas que trabajan a temperaturas mayores a los 30o C.
En este trabajo se presenta un modelo de remoción de carbono que usa microorganismos heterótrofos y toma en cuenta el efecto de la temperatura en la velocidad de crecimiento máxima (Raltkoswky et al., 1991; Heitzer et al., 1991), con la finalidad de evaluar el desempeño y simular el comportamiento del sistema de tratamiento a diferentes temperaturas. También se introdujo el efecto que tiene la temperatura en el coeficiente de transferencia de oxígeno (Eckenfelder, 2000). El modelo de remoción de carbono fue validado con los resultados de DQO a la salida del reactor, obtenidos durante un periodo de operación de un año en diferentes escenarios o condiciones de operación.
Con base en el modelo se obtuvo el comportamiento de los diferentes parámetros, como la concentración de biomasa —expresada como sólidos suspendidos volátiles tanto en el reactor como en el sedimentador— y la variación del oxígeno disuelto en el reactor. Se obtuvieron los intervalos de operación que permiten optimizar el desempeño de la planta mediante el manejo de los caudales de recirculación (Qr) y de purga de lodos
(Qw), para que el sistema se vea lo menos afectado por
el efecto de las temperaturas extremas y se alcance la concentración de demanda química de oxígeno (DQO) menor o igual a los 100 mg/l en el agua tratada. Asimismo, con base en los resultados obtenidos, se modificaron las condiciones de operación a partir de las condiciones reales existentes en la planta para lograr una mejoría en su desempeño y así alcanzar los niveles de DBO requeridos en la legislación vigente (Semarnap, 1997), reducir los caudales de recirculación y de purga o desecho de lodos, y con ello reducir los gastos de consumo de energía por bombeo. Además, el análisis se extiende al sedimentador, donde se trata de evitar que las concentraciones de lodos formen una cama muy espesa, lo cual provocaría que los lodos pudieran salir por el vertedero del sedimentador, confiriéndole características no deseadas al efluente tratado.
Metodología
Durante un año se realizaron cuatro muestreos diarios en el sistema de tratamiento de aguas residuales del complejo petroquímico. A la entrada y salida del reactor biológico (con volumen de operación de 15,000 m3) del sistema de lodos activados (ilustración 1) se evaluó la demanda química de oxígeno (DQO), el oxígeno disuelto (OD), los sólidos suspendidos volátiles en el reactor (SSV) y los sólidos suspendidos volátiles en el caudal del fondo del sedimentador (SSVS), mediante técnicas Ilustración 1. Diagrama del sistema de lodos activados para el
establecidas (APHA, 1995). El modelo dinámico utilizado para evaluar la variación de DQO, el crecimiento de biomasa como SSV y el oxígeno disuelto mediante microorganismos heterótrofos en el reactor ha sido descrito por las ecuaciones (1) a (3) (Olsson y Newell, 2001; Dochain et al., 2001).
Para sustrato (DQO):
(1)
Para biomasa (SSV):
(2)
Para oxígeno disuelto:
(3)
La ecuación (4) describe la variación de sólidos suspendidos (SSVS) en el caudal del fondo del sedimentador, suponiendo que no hay pérdida de sólidos suspendidos por el vertedero:
(4)
El caudal de entrada al reactor (Qo) se define como:
(5)
El caudal del fondo del sedimentador (QU):
(6)
donde:
t = tiempo (d).
Qf = caudal de entrada (m3/d).
Qr = caudal de recirculación (m3/d).
QW = caudal de purga de lodos (m3/d).
QU = caudal del fondo del sedimentador (m3/d).
Sf = DQO en el afluente (mg/l).
S = DQO en el reactor (mg/l). X = SSV en el reactor (mg/l)
Xr = SSV en el caudal del fondo del sedimentador
(mg/l).
KOH = coeficiente de saturación de oxígeno.
= oxígeno disuelto en el afluente (mg/l). = oxígeno disuelto en el reactor (mg/l).
= concentración de saturación O2 (mg/l).
= 2.03 = coeficiente de rendimiento de O2 (mg biomasa producidos /mg O2 consumidos). Tw = temperatura del agua residual en el reactor (o C).
V = 15,000 m3 (volumen del reactor). VS = 750 m3 (volumen del sedimentador).
Para evaluar el efecto de la temperatura en la velocidad de crecimiento se utilizó la ecuación (7) (Raltkoswky et al., 1991):
(7)
donde:
µmáx = velocidad específica de crecimiento máxima (d-1). b = 0.244948 (K-1 d0.5).
C = 0.005 (K-1).
Tw = temperatura en el reactor (o K).
Los parámetros biocinéticos se obtuvieron experi-mentalmente (Ramalho, 1999) en cuatro reactores continuos de mezcla completa, los cuales se trabajaron en el laboratorio del complejo petroquímico y se alimentaron con agua residual del complejo petroquímico. Esta agua fue tomada directamente del drenaje general de aguas residuales que entra al reactor biológico real de la planta de tratamiento de efluentes. En el laboratorio, los biorreactores de acrílico de 16 litros se inocularon con los microorganismos obtenidos del efluente del reactor biológico real y se trabajaron a diferentes tiempos de residencia. La aireación se realizó mediante difusores de vidrio de burbuja fina que trabajaron con aire comprimido. Se mantuvo una relación de DQO:N:P de 100:5:1 (Eckenfelder, 2000) para evitar que el crecimiento fuera limitado por la falta de alguno de los nutrientes. Los datos experimentales utilizados fueron los que se obtuvieron después de alcanzar el estado estacionario en cada reactor y son:
K s = 30 mg/l (coeficiente de saturación de sustrato).
kd20 = 0.03 d-1 (velocidad de decaimiento heterotrófico a 20o C).
Para corregir el coeficiente de decaimiento por temperatura se utilizó la siguiente ecuación (Ramalho, 1999):
kd = velocidad de decaimiento heterotrófico
= (8)
Y = 0.67 = coeficiente de rendimiento de biomasa (mg biomasa producidos/mg DQO consumido).
La ecuación (9) se utilizó para corregir el coeficiente de transferencia de oxígeno (kla) por temperatura (Eckenfelder, 2000):
(9)
kla20 = coeficiente de transferencia de oxígeno a 20o C (d-1).
Como se observa, el modelo de las ecuaciones (1) a (4) se basa en el principio de conservación de masa, el cual incluye, en la ecuación de balance, la velocidad de variación de la DQO, SSV, oxígeno disuelto en el reactor y SSVS en el sedimentador, en función de la velocidad de transporte convectivo y de la velocidad de reacción. El sistema dinámico se compone de las cuatro ecuaciones diferenciales (1), (2), (3) y (4) no lineales que se resolvieron mediante el método de Runge-Kutta. Para el estado estacionario, se resolvió el sistema de ecuaciones no lineales mediante el método de Newton-Raphson.
La ilustración 2 muestra la comparación entre los resultados obtenidos mediante el modelo de remoción de carbono expresado como DQO (línea continua) y los resultados de la planta en operación (círculos). Se
Ilustración 2. Modelo dinámico para el comportamiento de la DQO en el reactor biológico del complejo petroquímico y datos reales de la planta al operar en cinco diferentes escenarios.
Cuadro 1. Escenarios presentados durante un año de operación de la planta de tratamiento de aguas residuales de la petroquímica Morelos utilizados en la validación del modelo dinámico.
muestran cinco diferentes escenarios con los valores promedio, que dependen de las diferentes condiciones de operación de la planta donde varió la temperatura y de los diferentes caudales durante todo el año, así como la DQO en el afluente (cuadro 1).
Se observa que el modelo utilizado representa adecuadamente lo que ocurre con la DQO en el reactor biológico de la planta durante el año de estudio.
Resultados y discusión
La temperatura, como se puede observar, es determinante en el desempeño de la planta debido a que afecta la actividad de los microorganismos. Al aumentar la temperatura, se incrementa la velocidad específica de crecimiento máxima (µmáx), según la ecuación (7), lo que incrementa la degradación, por lo que la DQO va disminuyendo hasta que se alcanza una concentración mínima para temperaturas cercanas a los 35o C. Sin
embargo, al continuar el ascenso de la temperatura, la actividad de los microorganismos disminuye, por lo que la DQO del efluente tiende a aumentar. Este efecto se acentúa cuando se opera con un caudal de purga Qw=
800 m3/d, debido a que disminuye la concentración de biomasa en el sistema. El efecto también se refleja en la concentración de oxígeno disuelto, como lo muestra la ilustración 4, donde se observa que al disminuir la velocidad de crecimiento de la biomasa debido a las temperaturas extremas, se tiene menor velocidad de consumo de oxígeno y mayor concentración de oxígeno disuelto en el reactor. En este caso, también el efecto es mayor cuando se tienen 800 m3/d, ya que con un caudal de purga de 400 m3/d se tiene una mayor concentración de microorganismos en el reactor, los cuales incrementan el consumo de oxígeno, con lo que se mantiene la concentración en el reactor a menor valor que en el caso de un mayor Qw.
Como ya se dijo, la temperatura afecta el proceso, de tal manera que a temperaturas extremas se requerirá mayor caudal de recirculación para compensar la caída en la actividad de los microorganismos. El aumento en el reciclaje incrementa la concentración de biomasa en el reactor. El efecto de la temperatura es mayor cuando el caudal de purga de lodos es mayor (800 m3/d), debido a que a caudales Qw menores (400 m3/d) se tiene mayor
concentración de SSV en el reactor y en el caudal del fondo del sedimentador (SSVS) (como lo muestran las ilustraciones 5 y 6), lo que amortigua el efecto de la temperatura.
Ilustración 3. Variación de la DQO a diferentes temperaturas y caudales de reciclaje, al operar con caudales de purga de lodos de 400 y 800 m3/d.
Ilustración 4. Variación del oxígeno disuelto (OD) en el reactor a diferentes temperaturas caudales de recirculación al operar con caudales de purga de lodos de 400 y 800 m3/d.
Ilustración 5. Concentración de sólidos suspendidos volátiles en el reactor (SSV) a diferentes temperaturas y caudales de recirculación al operar con caudales de desecho (Qw) de 400 y
Las ilustraciones 7 y 8 muestran dos gráficos de contorno en los que se observan las líneas de operación para la demanda química de oxígeno (DQO) en el reactor, sólidos suspendidos en el reactor (SSV) y en los fondos del sedimentador (SSVS), al utilizar los diferentes caudales de purga de lodos de Qw=400 y 800 m3/d, respectivamente.
Es importante señalar que aunque no se muestran las líneas de contorno de la concentración de oxígeno disuelto Ilustración 6. Concentración de sólidos suspendidos volátiles en el sedimentador (SSVS) a diferentes temperaturas y caudales de recirculación al operar con caudales de desecho (Qw) de 400 y
800 m3/d.
Ilustración 7. Gráfico de contorno para la DQO, SSV y SSVS a diferentes temperaturas y caudales de recirculación al operar con un caudal de purga Qw= 400 m3/d.
Ilustración 8. Gráfico de contorno para DQO, SSV y SSVS a diferentes temperaturas y caudales de reciclaje a Qw= 800
m3/d.
en el reactor, éste se mantiene, en ambos casos, en valores mayores a 3.3 mg/l, lo que asegura una buena aireación para ambos casos. El manejo de los caudales de recirculación y purga de lodos permite obtener una concentración de DQO en el efluente del reactor menor o igual a 100 mg/l, valor que no rebasa los límites permitidos por la legislación ambiental vigente. El límite establecido de DBO5 para la descarga del complejo petroquímico de Morelos es de 150 mg/l; sin embargo, en nuestro caso, la DQO es mayor a la DBO5 y, ya que no es recomendable trabajar en los límites, se tomó una DQO de 100 mg/l como límite, con lo que aseguramos que el efluente tratado salga con una DBO5 adecuada, es decir, menor a los 150 mg/l que especifica las condiciones particulares de descarga.
en el sedimentador se pueden tener problemas de generación de nitrógeno y flotación de lodos, causados por el incremento en el tiempo de residencia de los sólidos.
Las ilustraciones 7 y 8 muestran que la zona para mantener la DQO en el efluente en valores menores de 100 mg/l para las diferentes temperaturas (TW) y flujos de
recirculación (Qr), es mayor con el caudal de purga de
lodos a 400 m3/d (ilustración 7), que cuando la planta se opera con Qw= 800 m3/d (ilustración 8). Esto se debe a
que al operar con un menor caudal de purga de lodos, las concentraciones de sólidos en el sedimentador y en el reactor se mantienen más altas que cuando se opera a un Qw mayor, para las diferentes temperaturas y caudales
de recirculación. Las líneas de contorno de la ilustración 7 muestran que para 400 m3/d sólo hay una pequeña zona de caudales de recirculación (entre 1,000 y 1,600 m3/d), a temperaturas mayores a 32o C, en la que los sólidos en el reactor (SSV) se mantienen por debajo de 4,000 mg/l (valor máximo para una adecuada operación del reactor aireado). Sin embargo, la concentración de sólidos en el caudal de fondos del sedimentador (SSVS) será mayor a los 19,000 mg/l, valor que supera el límite de 13,000 mg/l, fijado para evitar los problemas de sedimentación anteriormente descritos. Para el caso de 800 m3/d (ilustración 8), las líneas de contorno muestran que aunque la zona de operación para obtener un afluente con una DQO de 100 mg/l (zona sombreada) es menor que para el caso anterior, la operación será factible para temperaturas entre 31 y 41o C, y caudales de recirculación de entre 1,600 y 3,000 m3/d, debido a que la concentración de sólidos en el reactor (SSV) se puede mantener en valores inferiores a 4,000 mg/l y la concentración de sólidos en el caudal de fondos del sedimentador (SSVS) en valores inferiores a 13,000 mg/l.
El modelo desarrollado en este trabajo permitió conocer el comportamiento de la planta en diferentes escenarios reales que se presentan durante un año de operación (cuadro 1). Asimismo, se obtuvieron las condiciones en las cuales el proceso operaría de mejor manera (condiciones mejoradas) mediante el manejo de los caudales de recirculación (Qr) y de purga (Qw), con
la finalidad de: a) alcanzar las concentraciones de DQO permitidas por la norma ambiental fijada para la descarga de agua residual del complejo; b) evitar los problemas de salida de SSV en el vertedero del sedimentador, y c) reducir los caudales durante la operación y reducir los gastos por consumo de energía en bombeo.
Las condiciones para una operación mejorada se fijaron a partir de un límite de DQO de 100 mg/l, SSV en el reactor de 4,000 mg/l, SSV en el caudal del fondo del sedimentador de 13,000 mg/l y concentraciones de oxígeno de 2.2 mg/l,
lo cual está señalado por las líneas de contorno para cada parámetro. Estas condiciones permiten operar la planta en condiciones adecuadas, sin problemas de deficiencia de oxígeno y sin problemas de sedimentación.
Las ilustraciones 9 a 11 muestran los gráficos para la DQO en las condiciones de operación actual de la planta, definidas como condiciones reales (X), y en condiciones mejoradas (O), según el modelo.
La ilustración 9 muestra el gráfico de contorno para el escenario 1 (cuadro 1). Se observa que en condiciones reales (X), a una temperatura de 32.5o C con un Q
r de
1,500 m3/d y un Q
w de 950 m3/d, la DQO que se tiene
es de 171.41 mg/l. Los SSV en el reactor son de 2,680 mg/l, los SSV en el caudal del fondo del sedimentador equivalen a 9,627 mg/l y el OD en el reactor es de 4.22 mg/l. Como se observa, la DQO es mayor a los 100 mg/l, por lo que se desplaza la operación a las condiciones mejoradas (O), mediante la variación del caudal Qwa 750
m3/d y Q
ra 1,500 m3/d, como lo señala la flecha, con lo
que se alcanzan los siguientes parámetros: DQO=93.5 mg/l, SSV=3,150 mg/l, SSVS=12,323 mg/l y OD=3.98 mg/l. Al disminuir el caudal de purga de lodos, se incrementa la concentración de microorganismos en el sedimentador y en el reactor, lo que disminuye el oxígeno disuelto en el reactor. Simplemente, al reducir el caudal de purga de lodos se alcanza la concentración de DQO permitida, además de que se reduce el bombeo en un 21%. De la misma forma, en los diferentes escenarios se ajustaron los caudales para mejorar las condiciones de operación, como se muestra en los cuadros 2 y 3.
Como se observa en la ilustración 10 y en el cuadro 2, a una temperatura Tw de 38o C, la DQO en condiciones reales
Ilustración 9. Gráfico de la variación de la DQO en función de Qw y Qr a Tw= 32.5o C. (X) Operación real bajo condiciones del
Ilustración 10. Gráfico de la variación de la DQO en función de Qw y Qr a Tw= 38o C. (X) Operación real bajo condiciones del
escenario dos. (O) Condiciones de operación mejoradas.
Cuadro 3. Parámetros bajo condiciones reales y mejoradas en los escenarios cuatro y cinco de operación de la planta durante un año. Cuadro 2. Parámetros bajo condiciones reales y mejoradas en los escenarios uno a tres de operación de la planta durante un año.
Ilustración 11. Gráfico de la variación de la DQO en función de Qw y Qr a Tw= 36o C. (X) Operación real bajo condiciones del
escenario tres. (O) Condiciones de operación mejoradas.
estaba dentro de lo permitido (70.6 mg/l); sin embargo, el punto de operación mejorada se desplaza hacia una DQO de 97.0 mg/l, con lo que se reduce el caudal de recirculación de 2,000 a 1,800 m3/d, y el caudal de purga
Para el escenario tres, la ilustración 11 y el cuadro 2 muestran que a Tw= 36o C, el punto de operación
real, la DQO es mayor a la permitida; es decir, de 152.4 mg/l. Mediante el desplazamiento de la operación a las condiciones mejoradas se logra reducir la concentración de DQO al valor permitido (100 mg/l). Asimismo, se reduce la concentración de sólidos en el sedimentador (SSVS) con el mismo objetivo del escenario dos, ya que los sólidos se reducen de 14,400 a 12,697 mg/l (ver cuadro 2).
En la ilustración 12, a una temperatura de 39o C, se muestra el desempeño en las condiciones reales del escenario cuatro (cuadro 1) y su desplazamiento a las condiciones mejoradas (cuadro 3). En este caso, el punto de operación real está dentro de los límites fijados para la operación mejorada (DQO 100 mg/l). Sin embargo, mediante el desplazamiento se logra mantener el sistema con la DQO permitida (94 mg/l); además, se logra disminuir tanto el caudal de recirculación en un 38.5% (de 2,600 a 1,600 m3/d) como el de purga en un 18.7% (de 800 a 650 m3/d), lo que significa disminuir el consumo de energía por bombeo. Por otro lado, el oxígeno disuelto es muy alto (5.03 mg/l), por lo que podría disminuirse el caudal de aire de los sopladores y así reducir su concentración, ya que concentraciones de oxígeno disuelto mayores que 2.2 mg/l son suficientes para que el sistema opere de manera eficiente. Al reducir el caudal de aire se obtienen menores consumos de energía y también menores temperaturas, lo que mejora el desempeño del sistema en general.
La ilustración 13 muestra la operación a la mayor temperatura, es decir, a 41o C (escenario cinco). En este caso, el desplazamiento produce que el sistema se ajuste a las condiciones cercanas a la línea del máximo DQO permitido (100 mg/l). Tal ajuste se logra mediante la reducción de un 30% en el caudal de recirculación (de 2,600 a 1,800 m3/d) y de un 13% en el caudal de purga (de 750 a 650 m3/d), como se observa en el cuadro 3. La concentración de sólidos en el QU aumenta (de 10,678 a
12,945 mg/l), pero se mantiene dentro de los límites de una buena operación. Además, se logra reducir el consumo de energía por bombeo, como en el escenario cuatro.
Conclusiones y recomendaciones
Un modelo como el utilizado, que toma en cuenta la temperatura, permite conocer y predecir el comportamiento de diferentes parámetros del sistema de tratamiento de aguas residuales en las diferentes condiciones reales de operación que se presentan durante un año en la planta de tratamiento del complejo petroquímico.
Se evaluó el efecto que tiene la variación de la temperatura, los caudales de recirculación (Qr) y purga (Qw)
en la DQO, SSV y OD en el reactor, y los SSV en el caudal del fondo del sedimentador. Con base en estos resultados, es posible cambiar las condiciones de operación mediante el manejo de los caudales de purga y recirculación, con la finalidad de desplazar el funcionamiento hasta zonas de operación mejoradas en las que el agua residual lograda cumpla con las normas ambientales vigentes. Además, se puede mejorar la operación para reducir Ilustración 12. Gráfico de la variación de la DQO en función de
Qw y Qr a Tw= 39o C. (X) Operación real bajo las condiciones del
escenario cuatro. (O) Condiciones de operación mejoradas.
Ilustración 13. Gráfico de la variación de la DQO en función de Qw y Qr a Tw= 41o C. (X) Operación real bajo las condiciones del
costos de operación debido a la aireación y al bombeo de los caudales de recirculación y purga en diferentes periodos del año. Es recomendable hacer experimentos para obtener las propiedades de sedimentación de los lodos biológicos, como velocidad de sedimentación zonal (VSZ), índice volumétrico de los lodos (IVL) y presencia de microorganismos filamentosos, entre otras, para correlacionarlas con los efectos de la temperatura.
Agradecimientos
Los autores agradecen el apoyo del ingeniero Rafael Beverido Lomelín, director de Pemex-Petroquímica, para la realización del presente estudio.
Recibido: 22/07/2004 Aprobado: 05/11/2004
Referencias
DOCHAIN, D. y VANROLLEGHEM, P. Dynamic modeling and estimation in wastewater treatment process. Londres: IWA Publishing, 2001, 360 pp.
ECKENFELDER, W. Industrial water pollution control. Tercera edición. Boston: McGraw Hill Environmental Engineering Series, 2000, 584 pp.
HEITZER, A., HANS-PETER, E., REICHERT, P. y HAMER, G. Utility of phenomenological models for describing temperature dependence of bacterial growth. Appl. Environ. Microbiol. Vol. 57, 1991, pp. 2656-2665.
SEMARNAP. NOM001-ECOL-1996. Secretaría del Medio Ambiente, Recursos Naturales y Pesca (Semarnap). México D.F., México, 1997.
OLSSON, G y NEWELL, B. Wastewater treatment systems. Modelling, diagnosis and control. Londres: IWA Publishing, 2001, 750 pp.
RALTOWSKY, D.A., ROSS, T., McMEEKIN, T.A. y OLLEY, J. Comparison of Arrheius-type and Bélehrádek-type model for prediction of bacterial growth in foods. Journal of Applied Bacteriology. Vol. 71, 1991, pp. 452-459.
RAMALHO, R. Wastewater Treatment. Barcelona: Reverté, 1999, 705 pp.
Dirección institucional de los autores:
Dr. Sergio Martínez-Delgadillo
Profesor investigador. Departamento de Energía,
Universidad Autónoma Metropolitana de Azcapotzalco, Av. San Pablo 180, Col. Reynosa Tamaulipas, Azcapotzalco, México, D.F., 02200,
teléfono: + (52) (55) 5318 9044, fax: + (52) (55) 5394 7378, [email protected]
M. en C. Miguel A. Morales-Mora
Pemex-Petroquímica,
Subgerencia de Calidad y Protección Ambiental, Jacarandas 100, Col. Rancho Alegre I,
96558 Coatzacoalcos, Veracruz, [email protected]
M. en C. Miriam Rodríguez-Rosales Dr. Ricardo Aguilar-López
Departamento de Energía,
Universidad Autónoma Metropolitana de Azcapotzalco, Av. San Pablo 180, Col. Reynosa Tamaulipas, Azcapotzalco, México, D.F., 02200,
teléfono: + (52) (55) 5318 9044, fax: + (52) (55) 5394 7378, [email protected], [email protected] Abstract
MARTÍNEZ-DELGADILLO, S.A., MORALES-MORA, M.A., RODRÍGUEZ-ROSALES, M.G. & AGUILAR-LÓPEZ, R. The effect of temperature on the performance of a biological wastewater treatment system of a petrochemical
company. Hydraulic engineering in Mexico (in Spanish). Vol. XX, no. 4, October-December, 2005, pp. 33-43.
The wastewater treatment plant of the Morelos petrochemical complex is located in a tropical zone where both the ambient temperature and the high temperature of the air at the compressor outlet of the aeration system of the sludge treatment plant system cause the actual temperature conditions within the bioreactor to reach up
to 41o C. The high temperatures have a negative effect on microorganism activity, oxygen transfer, and sludge
settling properties, mainly. The effect of temperature on the modeling of wastewater treatment performance is seldom considered. In this paper, the effect of temperature on microorganism growth is considered in the carbon removal modeling. Based on this model, the behavior of the different parameters, such as biomass concentration (volatile suspended solids), both in the reactor and in the settler, and the dissolved oxygen in the reactor were evaluated at different recycle and wastage flow rates. In addition, based on these results, it is possible to change the operation condition by changing the flow rates, in order to move the operation to better operation zones, where power consumptions due to the aeration and pumping of the recirculation and waste flow rates are reduced at different times of the year. Moreover, the treated wastewater cumplies with the limits fixeb by current environmental laws.
