A. R. Curso Virtual Sesion (3)-2.pdf

Tratamiento de Aguas N. Miranda Zea
1
III. TRATAMIENTO DE AGUAS RESIDUALES
El tratamiento de aguas residuales (AR) consiste en la aplicación de una serie de
operaciones, procesos físicos, químicos y biológicos cuyo objetivo es eliminar los contaminantes
en el efluente del agua utilizado por el hombre. El objetivo del tratamiento es recuperar que el
agua sea nuevamente limpia o llamado efluente tratado apto para ser reutilizado en el ambiente
requerido y por otro lado teniendo un residuo sólido, llamado biosólido o lodo, producto del
tratamiento del agua que también debe ser convenientemente tratado para su disposición o
reúso.
3.1. Etapas del Proceso de Tratamiento de Aguas Residuales
En los procesos de tratamiento del agua residual se consideran cuatro etapas:
Pretratamiento.
Tratamiento primario.
Tratamiento secundario.
Tratamiento terciario.
En la figura 3.1, se puede observar la distribución de planta, del proceso de tratamiento de aguas
residuales.
Tratamiento Preliminar o Pre Tratamiento
Generalmente las plantas de tratamiento de aguas residuales PTAR, se diseñan para
tratar un caudal (Q) de agua de flujo constante, operación que debe adaptarse debido a que el
agua residual producida ya sea urbana o urbana-industrial no es constante. Generalmente
durante el día, el mayor caudal de agua producida es en horas punta, por lo que es necesario
instalar sistemas de regulación de caudal del agua, de forma que el efluente del agua ingrese al
sistema de tratamiento con caudal constante o uniforme y homogenizada.
La etapa de tratamiento preliminar debe cumplir dos funciones:
1. Medir y regular el caudal de agua que ingresa a la planta de tratamiento.
2. Separar materiales sólidos flotantes de diferentes tamaños, eliminar la arena y la
grasa.
Para la operación de separar el material sólido flotante, se tiene el diseño de equipos
encargadas de esta función; dentro de estos tenemos el adecuado diseño de rejillas, tamices,
trituradores, desengrasadores y desarenadores. En esta etapa también es factible de realizar la
pre-aireación, cuya función es de: a) Eliminar los compuestos gaseosos presentes en el agua

2
residual, que se caracterizan por desprender malos olores y b) Incrementar el contenido de
oxígeno del agua, lo que ayuda a mejorar la calidad del agua en las siguientes etapas del proceso
de tratamiento.
figura 3.1. Distribución de planta, del proceso de tratamiento de aguas residuales.
3.2. Evaluación del Caudal promedio de las Aguas Residuales
El caudal promedio diario (L ∗ s−1
) de aguas residuales considerados para el sistema de
tratamiento está integrado por:
𝑄𝑚𝑑 = 𝑄𝑑𝑜𝑚 + 𝑄𝑖𝑛𝑑 + 𝑄𝑐𝑜𝑚 + 𝑄adic (3.1)
Donde:
Q md: caudal promedio diario de aguas residuales (L ∗ s−1
)
Q dom: caudal de aguas residuales domésticos (L ∗ s−1
)
Q ind: caudal de aguas residuales de origen industrial (L ∗ s−1
)
Q com: aporte de aguas residuales de origen comercial (L ∗ s−1
)
Q adic: aporte de aguas residuales adicional de época de lluvias (L ∗ s−1
)
La determinación de Caudales (Q) de las aguas residuales, pueden ser evaluados a partir
del caudal domestico (Q dom).

3
- Caudal Domestico (Qdom):
𝑄𝑑𝑜𝑚 =
(𝒅)(𝒑)
𝟖𝟔𝟒𝟎𝟎
(3.2)
Donde:
Qdom: Aporte de aguas residuales domésticas (L ∗ s−1
)
d: Dotación o cantidad de agua potable consumida por habitante por día (L/hab*d).
p: Número de habitantes proyectado para el horizonte de diseño de la (PTAR) asignado.
- Caudal Industrial (Qind):
Se considera de acuerdo al nivel industrial en el área de estudio, el Q ind se considera
entre el valor promedio de (0,1 a 0,5) del caudal doméstico.
Qind = 0,25(Qdom) (3.3)
- Caudal comercial y adicional (lluvias) (Qcom + Qadic):
Se considera aproximadamente dentro de los valores de:
(Qcom + Qadic) = 0,2(Qdom) (3.4)
3.3. Caudal de Diseño Para la Planta de Tratamiento de Aguas Residuales
El caudal de diseño de una planta de tratamiento de aguas residuales, se considera en
base al caudal medio evaluado (Qmed) y para cualquier tamaño de población se tiene el caudal
de diseño (Qp) validado por:
𝑸𝒑 = (𝑸𝒎𝒆𝒅) [𝟏, 𝟐 +
𝟐,𝟔
(𝑸𝒎𝒆𝒅)𝟎,𝟐𝟓] (3.5)
(Lozano-Rivas. Modelación Hidrológica de Caudales de Aguas Residuales en Sistemas de
Alcantarillado de Flujo Decantado, 2007).
3.4. Diseño del Canal Afluente de agua a la Planta de Tratamiento de Aguas Residuales
(PTAR).
El ingreso o afluente de aguas residuales a la (PTAR), ordinariamente se realiza por medio
de un canal de sección rectangular. El canal se proyectará antes del pozo de gruesos o después
de este, cuya ubicación es anterior a la unidad de desbaste o rejillas.

4
El canal se diseña aplicando la fórmula de Manning; los criterios básicos de diseño son:
- Altura mínima de lámina de agua 0,3 m (a caudal medio)
- Velocidad de flujo en el canal 0,6 a 1,0 m. s−1
(a caudal medio)
- Borde libre (30% H) al final del periodo de diseño o de (0,3 a 0,4 m)
- Coeficiente de rugosidad de Manning 0,014 (independientemente del material de
construcción).
3.5. Medidor de caudal en Tuberías por la Ecuación de Manning.
Ecuación de Manning
La ecuación de Manning se puede emplear para hacer aforos en tuberías de alcantarillado.
Q = 1 000
K
n
d
8
3
⁄
s
1
2
⁄
(3.6)
Donde:
Q = caudal en (L/s)
K = constante de cálculo para la fórmula de Manning, valor que se obtiene de la tabla
3.1., de acuerdo con el valor de la relación entre la profundidad de flujo y el diámetro
(D) de la tubería.
n = coeficiente de rugosidad de Manning. Los valores típicos se incluyen en la tabla 3.2.
d = profundidad de flujo, m.
D = diámetro de la alcantarilla, m.
S = pendiente del gradiente hidráulico, m/m.
Para el uso de la ecuación de Manning sólo se requiere conocer la profundidad del flujo
en la tubería. Para un buen resultado se debe escoger un tramo de canal recto de por lo menos
60 m, de longitud aguas arriba del punto de medida de la profundidad del agua. El canal debe
ser de pendiente, sección y rugosidad constante y no presentar flujo sumergido aguas abajo.
Tabla 3.1. Valores de K, para colectores circulares, en función de la profundidad de flujo,
para fórmula de Manning
𝒅
𝑫
0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
-
3,02
2,00
1,51
1,21
0,99
0,818
0,676
0,552
0,440
0,312
10,11
2,85
1,93
1,48
1,18
0,971
0,802
0,662
0,541
0,429
-
7,11
2,72
1,88
1,44
1,16
0,952
0,787
0,650
0,529
0,418
-
5,77
2,60
1,82
1,41
1,14
0,934
0,772
0,637
0,518
0,407
-
4,96
2,49
1,77
1,38
1,11
0,916
0,758
0,624
0,507
0,395
-
4,41
2,39
1,72
1,35
1,09
0,899
0,744
0,612
0,495
0,384
-
4,00
2,29
1,68
1,32
1,07
0,882
0,730
0,600
0,484
0,372
-
3,68
2,21
1,63
1,29
1,05
0,805
0.716
0,588
0,473
0,360
-
3,42
2,13
1,59
1,26
1,03
0,849
0,702
0,576
0,462
0,348
-
3,20
2,06
1,55
1,23
1,01
0,833
0,690
0,564
0,451
0,334
-

5
3.5.1. Evaluación de Caudal en Tuberías
Tabla 3.2. Valores de rugosidad (n), para fórmula de Manning, en conductos cerrados
parcialmente llenos
Material Mínimo Normal Máximo
Acero remachado
Acero soldado
Alcantarillado sanitario en tubería no metálica recubierta con
lamas biológicas, con curvas y conexiones
Asbesto cemento
Bronce
Cemento liso
Cemento, superficie en mortero
Cobre
Concreto con pozos de inspección y conexiones
Gres. Alcantarillado con pozos
Gres. Tubería de drenaje
Hierro fundido con recubrimiento
Hierro fundido sin recubrimiento
Hierro galvanizado
Ladrillo vitrificado
Ladrillo con mortero
Metal corrugado para aguas lluvias
Metal corrugado para subdrenaje
PVC
0,013
0,010
0,012
0,009
0,010
0,011
0,011
0,013
0,011
0,010
0,011
0,011
0,012
0,021
0,017
0,016
0,012
0,013
0,011
0,010
0,011
0,013
0,011
0,013
0,015
0,013
0,013
0,014
0,016
0,013
0,015
0,024
0,019
0,009
0.017
0,014
0,016
0,013
0,013
0,015
0,014
0,017
0,017
0,014
0,016
0,015
0,017
0,030
0,021
3.5.2. Evaluación de caudal en Tuberías
Ejemplo 3.1.
Calcular el caudal que transporta una alcantarilla de 10” de diámetro con coeficiente de
rugosidad (n) igual a 0,013 y pendiente del 0,3%, para una profundidad de flujo de 7,5 cm.
Solución:
• Para d = 7,5 cm. Se tiene:
𝑑
𝐷
=
7,5
25,4
= 0,30
• De la tabla 3.1., se obtiene K = 1,51
• De la ecuación de Manning:
𝑄 =
1 000 𝑋 1,51
0,013
(0,075)
8
3
⁄
(0,003)
1
2
⁄
= 6,36 (L ∗ s−1
)

6
3.5.3. Diseño de un Canal de Alimentación a la Planta de Tratamiento de Aguas
Residuales
Ejemplo 3.2.
Diseñar las características del canal de ingreso o del afluente a la planta de tratamiento de aguas
residuales (PTAR), para un caudal máximo diario de 80 L ∙ s−1
, con una velocidad de flujo de 0,7
m ∙ s−1
. El agua residual es recibido en un pozo colector mediante una tubería de 16 pulgadas,
con una pendiente de 1%.
Solución:
La tubería de 16 pulgadas (0.4064m) de descarga del alcantarillado, tiene un área transversal
interno de Aa = 0,109 m2
. Por lo tanto, el canal debe tener un área de sección transversal igual
o mayor a 0,109 m2
.
El diseño del canal debe tener un área de sección transversal cuadrado:
Q = (A)(V)
𝐴 =
𝑄
V
𝐴 =
0,08 m3
∙s−1
0,7m∙s−1
A = 0,114 m2
El área (A) es mayor al área (Aa)
El canal tiene una sección transversal cuadrada por lo tanto las dimensiones son de:
- Ancho = 0,337 m.
- Altura útil (H)= 0,337 m (altura mojada)
- Altura de diseño de la estructura física del canal Ad = H (1,30) = 0,438 m.
Cálculo de la pendiente del canal:
De la formula (2.27) de Manning
V =
(Rh)2/3
n
𝑆0,5
S0,5
=
(V)(n)
(Rh)2/3
(Rh) =
Area mojada
H+H+ancho
=
0,114
0,4+0,4+0,4
= 0,095

7
(Rh)2/3 = 0,208
n = Para concreto (Tabla 3.2)
S0,5
=
(0,7)(0,014)
(0,208)
S = 0,22
S = 22%
Se diseña el canal con una pendiente de 22%.
3.5.4. Caudal proximal de un rio
Seguir los siguientes pasos de evaluación.
1. Ubicar una sección longitudinal en la rivera del rio de caudal y profundidad uniforme.
2. Medir una longitud lineal L=20 metros, de la rivera del rio y señalizar sus extremos
como (Pa) del afluente y (Pe) del efluente.
3. Mediante un tirante de cordel medir longitud transversal o transecto del ancho del
rio en el punto del efluente, entre la orilla del rio, a la orilla de la frentera opuesta.
4. El transecto o ancho del rio, seccionar mínimamente en 10 unidades de distancia y en
cada unidad de distancia tomar mediante una plomada la altura (H) o corte vertical
de profundidad del rio y reportar los datos en la siguiente tabla.
N° Puntos de
medidas
Profundidad (H) de
corte vertical (m)
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Promedio (Hp)
5. Determinación del Área de corte o transversal del rio (Ac):
Ac = W∗Hp
Donde.

8
Ac= área de corte o transversal del rio (m)
W= ancho del rio (m).
Hp= Profundidad promedio del rio (m).
6. Velocidad superficial de aguas del rio (Vf):
Se mide mediante el uso de un flotador, que se coloca en el punto del Afluente (Pa)
para un tiempo cero y cronometrar el tiempo de recorrido de la longitud L=20 metros
de distancia desde (Pa) hasta (Pe).
Vf =
L
t
Donde.
Vf= velocidad superficial del agua de rio (m∗ h−1
)
L= longitud (20 m)
t= tiempo (h)
7. Determinar el caudal de aguas del rio (Q):
Q = (Ac ∗ Vf) (1 - f)
Donde.
Q= caudal de aguas del rio (m3
∗ h−1
)
Ac= área de corte o transversal del rio (𝑚2
)
Vf= velocidad superficial del agua de rio (m∗ h−1
)
f = 0,06 coeficiente de fricción (agua-suelo) del rio
3.6. Diseño de Pozos para Retención de Gruesos
El pozo de retención de gruesos se emplea en las plantas de tratamiento de aguas
residuales urbanas, para eliminar material solido que son captados en las redes de los colectores
del alcantarillado, en las que van en conjunto con el agua residual urbano y las aguas de lluvia,
con acumulación de arenas y sólidos de alta densidad tenemos deshechos de telas, pelos,
botellas de plásticos, escorias y otras, que con las primeras fracciones de lluvia o por el ambiente
con residuos sólidos, son arrastradas hacia la PTAR.
Los pozos de gruesos, debe estar situado a la entrada del colector a la PTAR, estas
generalmente son de forma cubica, con fondo de tronco piramidal truncado e invertido con
paredes muy inclinadas con el fin de concentrar los sólidos y arenas decantadas en la zona de su

9
base específica de tronco piramidal de donde se puedan retirar de forma eficaz el material
retenido en forma mecánica o manualmente, residuos que son depositados en contenedores
para su posterior disposición en un relleno sanitario.
El diseño de este pozo para gruesos debe cumplir con algunas características:
- El valor de la carga superficial debe ser tomado del caudal de hora punta C.S. (m3
/m2
·h)
- El tiempo de retención hidráulica debe considerarse de: 60 a 90 segundos (s).
- La velocidad de paso del fluido debe ser de: > 0, 60 (m ∙ s−1
)
- Profundidad del pozo (de la parte cubica): ≥ 2 (m)
- Inclinación de las paredes de la zona cubica de: 60o
a 70o
- El material solido retenido por el pozo debe ser retirado por cucharones mecánicos, o
descarga controlado mediante válvulas o manualmente.
Ejemplo 3.3.
Dimensionar un pozo para material de gruesos, si el flujo del agua residual tiene una carga
superficial de 250 m . h−1
, para un reporte de caudal punta de 280 L ∗ s−1
(1008 m3
h−1
) con
un tiempo de retención hidráulico de 60 s y una velocidad de flujo de 0,07 m. s−1
Solución:
Volumen del pozo:
𝑄 =
𝕧
t
𝕧 = Q· t
𝕧 = 0,28 (m3. s−1
) · 60 (s) = 16,8 m3
Área superficial del pozo:
As =
𝑄
𝑉
As =
0,28 (𝑚3. s−1)(3600
s
h
)
250( m .h−1
)
= 4,032 m2
Profundidad del pozo:
h =
𝕧
As
h =
16,8 𝑚3
4,032𝑚2
= 4,17 m.
La altura del pozo es ≥ 2 (m), por lo tanto, cumple con las recomendaciones.

10
Las paredes laterales del pozo en la zona cubica, deben tener una pendiente de 60o
.
3.7. Desbaste de Cribas
El desbaste es una operación para retirar objetos groseros como botellas PET y
pequeños objetos, como cabellos humanos que arrastra el agua residual, ya que estos objetos
pueden dañar y bloquear el flujo en canales y tuberías, equipos en el tratamiento de aguas,
como bombas; así mismo esta operación se utiliza para la protección de equipos sensibles en
aguas abajo, como sistemas de membranas, filtros, reactores biológicos con lecho suspendido
etc.
En el desbaste el equipo versátil de mayor uso son las rejas o cribas según la
característica de los residuos que pueden requerir cribas para material grueso mayores que 0,60
cm y para partículas finas suspendidas. Existen características de dos tipos de rejillas usados, de
limpieza manual y mecánica, las características se incluyen en la tabla 3.3
Las rejas se clasifican en función de la separación entre los barrotes:
Reja para gruesos. Luz de paso: mayor a 25 mm.
Reja para medios. Luz de paso: 10 a 25 mm.
Reja para finos. Luz de paso: 3 a 10 mm.
Esta clasificación depende del proyectista.
Para un buen servicio normalmente se instala una criba de gruesos y a continuación otra
de finos, para evitar la colmatación rápida y el bloqueo de equipos.
Tabla 3.3. Características de Rejillas de Barras
Característica Limpieza manual Limpieza mecánica
Ancho de las barras 0,5 - 1,5 cm 0,5 - 1,5 cm
Profundidad de las barras 2,5 - 7,5 cm 2,5 - 7,5 cm
Abertura o espaciamiento 2,5 - 5,0 cm 1,5 - 7,5 cm
Pendiente con la vertical 30° - 45° 0° - 30°
Velocidad de acercamiento 0,3 - 0,6 m. s−1
0,6 - 1 m. s−1
Pérdida de energía permisible 15 cm 15 cm
Fuente: Romero J.- Tratamiento de A.R. (2002)
Para el diseño se debe considerar que la velocidad del agua en el canal debe ser mayor
a 0,3 m. s−1
a Qmed y de 0,9 m. s−1
a Qmax para evitar depósitos de arenas en la base inferior
del canal de las rejas.

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Para el diseño de una reja, de gruesos o de finos, se puede utilizar las siguientes formulas:
Pérdidas de Energía en las Rejas.
La pérdida de energía a través de la rejilla es función de la forma de las barras y de la altura o
energía de velocidad del flujo entre las barras. Según Kirschmer, la pérdida de energía en una
rejilla limpia puede calcularse, por la ecuación 3.7.
𝐻 = 𝛽 (
𝑤
𝑏
)
4
3
⁄
ℎ𝑣 · 𝑠𝑒𝑛α (3.7)
hv =
𝑉2
2𝑔
Donde:
𝐻 = pérdida de energía, m
𝛽 = factor de forma de las barras
𝛽 = 2,42 para barras rectangulares de caras rectas
𝛽 = 1,67 para barras rectangulares con cara semicircular aguas arriba y abajo
𝛽 = 1,83 para barras rectangulares con cara semicircular aguas arriba
𝛽 = 1,79 para barras circulares
𝑤 = ancho máximo de la sección transversal de las barras, en la dirección de flujo, m
𝑏 = espaciamiento o separación mínima entre las barras, m
ℎ𝑣 = altura o energía de velocidad del flujo de aproximación, m
α = ángulo de la rejilla con la horizontal.
Diseño de las Rejas.
𝐴 (𝑚2
) =
𝑄 (
𝑚3
𝑠
)
Vp (m.s−1)
x
L(mm)+ e (mm)
L(mm)
x
1
C
(3.8)
Donde:
A: Área de las rejas (m2
)
Q: caudal (m3
. s−1
)
Vp: velocidad de paso a través de la reja (m. s−1
)
L: luz o separación entre barrotes (mm)
e: espesor del barrote (mm)
C: coeficiente de colmatación, en tanto por uno (30% colmatado)
El área debe calcularse para el caudal medio y máximo, con los parámetros indicados en
las bases de diseño, adoptándose el mayor valor obtenido. Esta área corresponde a una reja
colocada perpendicular a la solera del canal con un cierto ángulo con la vertical, de 45o
a 60o
,
consideraciones para calcular el área o la superficie mojada, tal como se expone en (3.9).

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Área mojada de las Rejillas:
A. mojada (m2
) =
A (m2)
Sen α
(3.9)
Donde:
α: ángulo de inclinación de la reja con la solera del canal
El coeficiente C de colmatación de la reja para un grado de suciedad se considera un 30% en este
caso C = 0,3.
Altura en la zona de la rejilla:
P =
𝑄(𝑒+𝐿)
(1−C)Vp·L·W
(3.10)
Donde:
P: Altura o profundidad en la zona de rejillas (m).
Q: Caudal de aguas residuales (m3
. s−1
).
L: Luz o separación entre barrotes (mm)
e: Espesor del barrote (mm)
Vp: Velocidad de paso entre las rejas (m. s−1
)
W: Ancho del canal (m)
Velocidad de paso entre rejillas
Vp = V
(𝐿+𝑒)
L
(
1
1+𝐶
) (3.11)
V =
Q
A
Donde:
Vp: Velocidad de paso del agua en las varillas (m. s−1
)).
A: Área útil del canal en la zona de las rejillas (m2
)
L: Luz o espacio entre varillas (m).
e: Ancho de cada varilla (m)
Numero de barrillas
N =
W−L
e+L
(3.12)
Donde:
N: número de barrillas.
W: Ancho del canal en la zona de rejilla (m).
L: Luz o espacio entre varillas (m).
e: ancho de cada varilla (m)

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Figura 3.2 Rejilla inclinada de limpieza manual.

14
Figura 3.3. Criba de Rejilla inclinada de limpieza manual.
Ejemplo 3.4.
Diseñar el tamaño de una rejilla fina de limpieza manual, para el canal de ingreso cuyo caudal
máximo es de Qmax = 80 L/s, con una velocidad en el canal de Vcanal = 0,7 m/s.
Dimensiones del canal: 0,8 x 0,8 m y un borde libre de 30% m. La criba tendrá barrotes de 0,6
cm (6 mm) de ancho y 1,2 cm (12 mm) de separación; con una velocidad de paso en la rejilla de
0,8 m/s.
Solución:
Sección o área útil del canal en la zona de la rejilla: de (3.8)
A (m) =
Q (𝑚3. s−1)
Vp (m.s−1) )
x
L(mm)+ e (mm)
L(mm)
x
1
C
A (m) =
0,08 (𝑚3. s−1)
0,8 (m.s−1 )
x
12(mm)+ 6 (mm)
12(mm)
x
1
0,3
= 0,5 m2
Dimensiones del Canal en la zona de rejillas

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W = √0,5 = 0,70 m (Ancho del canal en la zona de la rejilla)
Velocidad de paso entre rejillas, de (3.11)
Vp = V
(𝐿+𝑒)
L
(
1
1+𝐶
)
Vp = 0,7 (
m
s
)
(0.012 + 0,006)
0,012
(
1
1 + 0,3
) = 0,8 m. s−1
Altura o Profundidad mojada de las rejillas, de (3.10)
P =
0,08 (𝑒+𝐿)
(1−C)Vp·L·W
P =
0,08(0,006+ 0,012)
(1−0,3)0,8 · 0,012 · 0,70
= 0,31 m.
Profundidad de diseño de la estructura física del canal de las rejillas (Pd)
Pd = P (1,3) m
Pd = 0,31(1,3) = <0,40 m>
Numero de barrillas.
N =
W−L
e+L
N =
0,7−0,012
0,006+0,012
= 38,22 < 39 > Barillas.
3.8 Desarenadores
En el tratamiento de aguas residuales, el desarenado es la operación en el que se
produce una separación por sedimentación diferencial de los sólidos en suspensión de densidad
elevada mayor de 2,60 y un tamaño de partícula superior a 0,15-0,2 mm, de compuestos
inorgánicos constituidos generalmente por arenas (ver tabla 3.4) y otros productos presentes
en el agua residual que impiden la sedimentación de la materia en suspensión de baja densidad,
de naturaleza orgánica.
Tabla 3.4. Velocidades de sedimentación para diferentes tamaños de arenas
a temperatura de 16 °C
Diámetro de partícula Velocidad de sedimentación
0,15 mm 40 a 50 m/h
0,20 mm 65 a 75 m/h
0,25 mm 85 a 95 m/h
0,30 mm 105 a 120 m/h
Fuente: Escuela de Organización Industrial 2016. Pre tratamiento de aguas.

16
El estudio teórico del desarenador está relacionado con los fenómenos de
sedimentación de partículas granuladas no floculantes. El estudio de las velocidades de
sedimentación se puede realizar utilizando las fórmulas de Stokes (en régimen laminar), de
Newton (en régimen turbulento) y de Allen (en régimen transitorio).
Entre los objetivos importantes de la operación de desarenado, tenemos los siguientes:
• Evitar problemas de abrasión en los equipos mecánicos, al tratarse las arenas de compuestos
de elevada dureza, aumentando con ello la vida de los diferentes equipos de la PTAR.
• Eliminar deposiciones de colmatación en canales y tuberías.
• Evitar la integración de sólidos inertes en la línea de tratamiento de lodos.
• La no implementación de esta operación, produciría los fangos primarios, depositándose en el
fondo de los digestores, dando lugar a operaciones de limpieza engorrosas y el de ocupar
volúmenes de lodos interferentes en el circuito de tratamiento del agua residual.
En las PTAR, la operación de desarenado se suele instalar a continuación del tratamiento
de desbaste, con el fin de eliminar los sólidos en suspensión de densidad elevada, por los graves
problemas que estos contaminantes pueden ocasionar a las instalaciones.
Algunos criterios para el diseño del desarenador:
- Caudal tratado: por unidad de 0,2 a 0,4 m3
/s (a caudal medio)
- Carga superficial: 40 a 60 m3
/m2
*h, (a caudal punta)
- Tiempo de Retención Hidráulica (TRH): 3 a 5 minutos
- Velocidad horizontal: 0,2 a 0,6 m/s (a caudal punta)
- Longitud: de 10 a 30 veces la altura de la lámina de agua m.
- Ancho: de 0,5 a 2 m.
- Altura mínima de la unidad: 0,5 m.
- Altura máxima de la unidad: 2,5 m.
Acumulación de las arenas en el canal desarenador:
El diseño de la base del canal desarenador debe tener una geometría de base parabólica con
las dimensiones de:
- Ancho = ancho del canal (W)
- Altura de la parábola (Hp) = 0,20(P)
- El objetivo de la geometría parabólica es para acumular las areniscas sedimentadas.

17
Figura 3.4. Desarenador de Doble Canal.
Figura 3.4. Desarenador Vortex.

18
Ejemplo 3.5.
Diseñe las características de un desarenador, compuesto por dos canales desarenadores en
paralelo, para tratar un caudal de aguas residuales de 500 L/s, cuya carga superficial es de 50
m3
/m2
*h.
Solución:
Caudal para cada canal desarenador Q = 250 L/s. = 0,25 m3
/s
Carga superficial Cs = 50 m3
/m2
*h = 0,0139 m/s.
Determinar el Área Superficial del canal, desarenador:
Q = As · V
As =
Q
Cs
As =
0,25 (
m3
s
)
0,0139 (
m
s
)
= 18,01 m2
Profundidad del canal de desarenador (P): De las recomendaciones
P = 1,5 m.
Volumen de cada canal desarenador (𝕧):
𝕧 = As · P
𝕧 = 18,01 m2 · 1,5 m = 27 m3
Tiempo de retención hidráulica (Trh):
Q =
𝕧
𝑇𝑟ℎ
Trh =
𝕧
Q
Trh =
27 m3
0,25 m3/s
= 108 s.
Área transversal del canal desarenador (At): Considerando una velocidad horizontal de V = 0,3
m/s
Q = At · V
At =
Q
V
At =
0,25 (
m3
s
)
0,3 m/s
= 0,833 m2
Determinar el ancho del canal desarenador (W):

19
W =
At
P
W =
0,833 m2
1,5 m
= 0,56 m.
Longitud del canal desarenador (L):
L =
As
W
L =
18,01 m2
0,56 m
= 32,17 m.
Generalmente la longitud del canal desarenador, equivale a 20 veces de la profundidad.
La base del desarenador debe ser de geometría parabólica con una altura (h) de:
h = 0.2(P)
3.9. TRAMPA PARA GRASAS
El reactor para atrapar grasas se incluye en sistemas de tratamiento primario de aguas
residuales, con el objeto de prevenir el efecto mortal que puedan tener sobre la acción de las
bacterias y la sedimentación. En la figura 3.3. se presenta un esquema típico de un separador de
grasas.
Las grasas y aceites se definen como grupos de sustancias con similares características
físicas, así se pueden caracterizar su solubilidad que son determinadas cuantitativamente con
freón o hexano. Las grasas y aceites son materiales de origen vegetal, animal e inorgánicos como
son los aceites minerales de autopartes. Al petróleo y sus derivados son denominados
hidrocarburos o aceites no polares. El ensayo de hidrocarburos consiste, por tanto, en separar la
porción no polar de los demás compuestos grasos y hacer su determinación separadamente.
El contenido de grasas y aceites en las aguas residuales urbanas puede variar de 25 a 60 mg/L y
constituir del 10 a 20% de la DBO y respecto a aguas residuales con residuos industriales
generalmente su concentración incrementa.
El problema de las cargas de grasas y aceites que se presentan en una planta de
tratamiento de aguas residuales, es que estas pueden acumularse en las alcantarillas y en los
equipos del PTAR, caso en las bombas que llegan a obstruirse; en los sedimentadores causan
problemas de flujo de precipitación debido a la alta concentración de grasas y aceites y
consecuentemente se tienen dificultades en el tratamiento de los lodos.
En las aguas residuales con carga de grasas y aceites se tienen dificultades para su
biodegradación aerobia y en el sistema anaerobio estas son no biodegradables.

20
Figura 3.4. Bosquejo de un Reactor de Trampa de Grasas y Aceites
En el diseño hidráulico de un reactor de trampa de grasas y aceites es necesario evaluar
el tiempo de retención adecuado para el propósito propuesto; la distancia entre el flujo de
entrada (afluente) y el de la salida (efluente) en el reactor, debe ser adecuado para el caudal del
efluente y obtener una apropiada separación diferencial del peso específico frente al agua y no
permitir la fuga por la unidad de salida del efluente.
Una trampa de grasas es una pequeña cámara de flotación en la cual la grasa flota en la
superficie libre del agua y en esta es retenida, mientras que el agua clara de la parte baja es
descargada. La entrada o afluente del agua residual, se realiza por debajo de la superficie del
agua y la salida del efluente se realiza por el fondo; entre más grande sea el reactor más eficiente

21
es el sistema, por lo que se diseña con tiempos de retención de 20 a 30 minutos y de un tamaño
de volumen mínimo de 3 m3
.
El mantenimiento del reactor debe ser continuo para que funcionen adecuadamente y
se deben evitarse las cargas hidráulicas súbitas sobre ella ya que esto puede producir una excesiva
agitación del contenido en el reactor que impide la retención y flotación de la grasa; y que
permita una adecuada descarga por la unidad de salida o efluente.
Figura 3.4.1. Bosquejo de un Reactor de Trampa de Grasas y Aceites
Ejemplo 3. 6.
Datos:
Caudal Q = 4L/s
Tiempo retención ( ) ( )
15 min 900
t s
= =
Diseño:
1. Relación del reactor
Largo(L)
Ancho(W)
=
2
1
L = 2W
2. Volumen (V)
𝕧 = Q(t)
Donde:
𝕧 = volumen (m3)
Q = caudal (m3/s)

22
t= tiempo (s)
𝕧 = 4(
𝐿
𝑠
)(900s)
𝕧 = 3600(𝐿) = 3,6 (𝑚3
)
𝕧 =< 4(𝑚3) >
3. Altura del agua residual (A.R) =(H): Según Normas De diseño
H=1m
4. Volumen
𝕧 = (A)(H)
5. Área superficial.
A =
𝕧
H
A =
4𝑚3
1𝑚
A = 4 m2
6. Relación:
Largo(L)
Ancho(W)
=
2
1
L = 2W
A = (L)(W)
4 =2(W2
)
W = 1,5 m
Por lo tanto:
Largo( ) 3
L m
=
Ancho (W) = 1,5 m
Altura( ) 1
H m
=
Altura del diseño del reactor (HD)

23
( )
1.30
1(1.30) 1.30
D
D
H H
H m
=
= =
7. Diseño reactor
Largo( ) 3
L m
=
Ancho( ) 1.5
w m
=
Altura( ) 1.30
D
H m
=
Diámetro de tuberías sanitarias (): Afluente – Efluente. Se determina en
función al caudal:
Q = 4L/s = 240 L/min.
De tablas, considerando que el flujo en la tubería corresponde al 50%, por lo
tanto, el 100% de flujo es de Q = 2(240 L/min) = 480 L/min. Para este flujo en
tablas le corresponde una tubería de Diámetro (θ) de:
θ = 4 pulgadas.
Ver Tablas: Tamaño de tuberías succión versus velocidad de flujo. Robert L. Mott
(2008).
TABLA.3.1. TAMAÑO DE LA TUBERIA DE SUCCION vs VELOCIDAD DE FLUJO Y VELOCIDAD
Velocidad de
Flujo
(gal/min)
Velocidad
(pies/s)
Tamaño de la
Tubería
(Calibre 40)
Velocidad de
Flujo
(L/min)
Velocidad
(m/s)
12 1,89 1½ 45 0,57
25 2,39 2 95 0,73
35 2,34 2½ 130 0,71
50 2,17 3 190 0,66
75 2,43 3½ 285 0,74
125 3,15 4 475 0,96
175 2,80 5 660 0,85
250 2,78 6 950 0,85
500 3,21 8 1 890 0,98
1 000 4,06 10 3 800 1,24
1 250 3,58 12 4 730 1,09
1 750 4,15 14 6 625 1,26
2 500 4,54 16 9 450 1,38
3 500 5,02 18 13 250 1,53
3.10 Mezcladores Rápidos Hidráulicos Con Resalto y Gradiente de Velocidad.
En estos módulos la mezcla se logra mediante la turbulencia generada por un resalto
hidráulico, o por el paso del agua a través de orificios o pantallas difusoras. Para el diseño de un
resalto hidráulico, se utilizan los valores y ecuaciones que se deducen de la (figura 3.5)

24
Tabla 3.5 Criterios de Diseño para Mezcladores Rápidos
Criterio
Tiempo de Retención
(s)
Gradiente de velocidad (s-1
)
AWWA
20
30
40
>40
1 000
900
790
700
Ras 2000 ≤60 500 – 2 000
* Recomendados para mezclados mecánicos
Figura 3.5 Esquema de un Resalto Hidráulico
*Profundidades conjugadas:
𝐡𝟐
𝐡𝟏
=
𝟏
𝟐
(√𝟏 + 𝟖𝐅𝟏
𝟐
− 𝟏) (3.13)
Número de Froude:
𝐅𝟏 =
𝒗𝟏
√𝒈𝒉𝟏
(3.14)
• Energía disipada (según Bélanger):
hp =
(h2−h1)3
4h1h2
(3.15)
• Longitud del resalto (según Smetana):
L = 6(h2 − h1) (3.16)
En (L): Debe tener un angulo de inclinación entre 30° a 45°. Así mismo la longitud del
resalto debe ser L= W
• Tiempo de mezcla:
𝑡 =
𝐿
𝑣𝑚
(3.17)

25
• Velocidad media en el resalto:
𝑣𝑚 =
𝑣1+𝑣2
2
(3.18)
Donde:
ℎ1= profundidad supercrítica, m
ℎ2= profundidad subcrítica, m
𝐹1= número de Froude en la zona supercrítica
ℎ𝑝= pérdida de energía en el resalto, m
𝐿= longitud del resalto, m
𝑡= tiempo de mezcla, s
𝑣𝑚= velocidad media del flujo, m/s
La potencia disipada en el agua se relaciona con las pérdidas de energía mediante:
P = γQhp =
γhp 𝕧
2
(3.19)
Donde:
𝛾= peso específico del agua N/m3
𝕧= volumen del resalto, m3
Remplazando se tiene la gradiente de velocidad:
G = √
γhp
μt
(3.20)
Si el resalto se genera mediante un vertedero rectangular sin contracciones, la profundidad
supercrítica, ℎ1, se obtiene a partir de la profundidad crítica hc:
𝐡𝐜 = √
𝐪𝟐
𝐠
𝟑
(3.21)
𝐡𝟏 =
√𝟐𝐡𝐜
𝟏.𝟎𝟔+√
𝐏
𝐡𝐜
+𝟏.𝟓
(3.22)
Donde:
q= caudal unitario, caudal por unidad de ancho, m2
/s
P= altura del vertedero sobre el fondo del canal, m
Ejemplo.3.6.
Dimensionar el gradiente de velocidad y el tiempo de mezcla de un vertedero rectangular sin
contracciones que actúa como mezclador rápido de una planta con las siguientes características:
Caudal = 350 L/s; ancho del canal = 0,70 m; altura del vertedero al fondo del canal = 1,50 m; y la
viscosidad del agua µ = 1,307 ×10-3
Ns/m2
.

26
Solución:
El caudal por unidad de ancho es:
q =
0,350𝑚3
𝑠
⁄
0,70 𝑚
= 0,50 𝑚2
𝑠
⁄
La profundidad crítica será de (3.21):
hc = √
(0,50 m2 s
⁄ )2
9,81m s
⁄ 2
3
= 0,294 𝑚
La profundidad supercrítica será de (3.22):
h1 =
√2 x 0,294
1,06+√
1,50
0,294
+1,5
= 0,211
La velocidad supercrítica será:
v1 = (q/h1)
v1 =
0,50m2 s
⁄
0,211 m
= 2,36 𝑚 𝑠
⁄
El número de Froude será de (3.14):
F1 =
2,36 m/s
√9,81m s2 × 0,211m
⁄
= 1,64
La profundidad subcrítica será de (3.13):
h2 =
0,211𝑚
2
(√1 + 8(1,64)2 − 1) = 0,395 𝑚
La velocidad subcrítica será:
v2 =
0,50m2 s
⁄
0,395m
= 1,265 m s
⁄
La pérdida de energía será, de (3.15):
hp =
(0,395m − 0,211m)3
4 × 0,395m × 0,211m
= 0,018m
La longitud del resalto será de (3.16):

27
L = 6(0,395m − 0,211m) = 1,104m
La velocidad media será:
vm =
2,360 m s
⁄ + 1,265 m s
⁄
2
= 1,812 m s
⁄
El tiempo de mezcla será:
t =
1,104m
1,812m s
⁄
= 0,609 s
La gradiente de velocidad será, de (3.20):
𝐺 = √
9810 𝑁 𝑚3 × 0,018𝑚
⁄
1,307 × 10−3𝑁 ∙ 𝑠 𝑚2 × 0,609 𝑠
⁄
= 471 𝑠−1
3.11. Mezcla Rápida Mecánica.
La mezcla rápida es una operación empleada en el tratamiento del agua con el fin de
dispersar diferentes sustancias químicas y gases. En plantas de purificación de agua y en los
PTAR, el equipo de mezclador rápido tiene el objetivo de dispersar químicos en solución liquida,
que son utilizados para un tratamiento del agua, ejemplo un coagulante que se dispersa en
solución a través del flujo de agua.
La mezcla rápida puede efectuarse mediante turbulencia, provocada por medios
hidráulicos o mecánicos, tales como: resaltos hidráulicos en canales, canaletas Parshall,
vertederos rectangulares, tuberías de succión de bombas, mezcladores en línea, rejillas
difusoras, chorros químicos y tanques con equipo de mezcla rápida.
En los mezcladores hidráulicos la mezcla es ejecutada como resultado de la turbulencia
que existe en el régimen de flujo; en los reactores mecánicos la mezcla es realizada mediante
impulsores rotatorios del tipo de hélice o turbina. (Romero Rojas. 2000).
3.11.1. Mezcladores Rápidos Mecánicos
Un mezclado mecánico se realiza en tanques y equipos instalados en el reactor. Los
tanques, de mezcla rápida mecánica son generalmente de sección circular o cuadrada. Los
mezcladores mecánicos, en general utilizan accesorios de hélices, paletas, turbinas acoplados a
un eje de rotación impulsado por un motor electro motriz. Los ejes giran a un número de
revoluciones que agita el agua en forma turbulenta generando una mezcla rápida y uniforme del
químico a utilizarse.

28
Las turbinas de flujo axial mueven el líquido paralelamente al eje de impulsor; las de
flujo radial mueven perpendicularmente al eje de rotación. Para generar mayor turbulencia en
el mezclado en el tanque es recomendable instalar cuatro o más pantallas en las paredes del
recipiente, con una relación de un ancho igual a, (Diámetro/10) la décima parte del diámetro del
recipiente, para causar la mezcla vertical; sin embargo, en tanques cuadrados generalmente se
excluyen los bafles.
Ecuaciones para el Diseño
- Gradiente De Velocidad
El gradiente de velocidad es un parámetro necesario para calcular los requerimientos
energéticos de mezcla.
Los gradientes de velocidad pueden expresarse mediante las ecuaciones siguientes:
• Para mezcladores hidráulicos:
T
H
T
gH
vT
gH
G




=
=
= (3.23)
• Para mezcladores mecánicos:
G = √
P
µ 𝕧
(3.24)
Donde:
G = gradiente de velocidad, s-1
g = aceleración de la gravedad, m/s2
H = pérdida de energía debida a la fricción, m.
𝜈 = viscosidad cinemática del agua, m2
/s
𝕧 = volumen del tanque reactor, m3
T = tiempo de retención, s
Según Arboleda, para mezcladores hidráulicos son recomendables las gradientes de velocidad
entre 1 000 y 2 000 s
1
−
.
P = potencia introducida al agua, W.
V = volumen del tanque, m3
 =viscosidad dinámica del agua, N s/m2
, Kg/ms, Pas. S
 = peso específico del agua, N/m3
 = densidad del agua. Kg/m3
La potencia requerida para establecer condiciones de turbulencia completa en un tanque de
mezcla rápida, con RE
N > 105
, se puede determinar por la relación siguiente:
5
3
N
K
P d

= (3.25)

29
Donde:
P = potencia requerida, W
K = constante
 = densidad del agua. Kg/m3
d = diámetro del impulsor. m
N = velocidad del impulsor. rps
El número de Reynolds se expresa por:
2
Re
Nd


= (3.26)
Donde:
d = diámetro del impulsor, m
N = velocidad del impulsor, revoluciones /s
 =densidad del agua. Kg/m3
 = viscosidad dinámica, N s/m2
, Kg/ms, Pas. s
El valor de la constante K depende del tipo, forma y tamaño del impulsor, del número
de bafles y demás variables; los valores de K, se exponen en la tabla 3.6; en régimen turbulento,
incluyen para diferentes tipos de impulsores, con eje de rotación en el centro del tanque
cilíndrico de fondo plano, la profundidad del líquido se debe considerar igual al valor del
diámetro del tanque, la elevación del impulsor sobre el fondo del tanque y es igual al valor del
diámetro del impulsor; en el tanque debe considerarse 4 bafles sobre sus paredes, cada uno de
ancho igual a 1/10 del diámetro del tanque y el diámetro del impulsor es igual a 1/3 del diámetro
del tanque.
Tabla 3.6 Valores de K para Impulsores en Tanques con Bafles,
Régimen Turbulento
IMPULSOR K
Hélice, pitch cuadrado, 3 aletas
Hélice pitch = 2,3 aletas
Turbina, 6 aletas planas
Turbina, 6 aletas curvas
Turbina ventilador, 6 aletas
Turbina 6 aletas punta de flecha
Turbinas de paletas planas, 2 paletas
Turbina de impulsor encerrado, 6 aletas curvas
Turbina de impulsor encerrado con estator (sin bafles)
0,32
1,00
6,30
4,80
1,65
4,00
1,70
1,08
1,12
Para optimizar la mezcla rápida para el floculante alumbre, se puede usar la siguiente ecuación:

30
1,46 6
5.9 10
o
GT C =  (3.27)
Donde:
T0 = tiempo óptimo de mezcla rápida. s.
C = Concentración del Floculante. mg/L.
Criterios De Diseño
Según manual de diseño de plantas de tratamientos de aguas de la AWWA,
para aguas limpias o para aguas semi turbias, se tiene los siguientes criterios de la tabla 3.7;
valores que pueden asumirse para aguas residuales tratadas.
Tabla 3.7. Tiempo de Contacto y Gradiente de Velocidad para
Mezcla Rápida.
Tiempo de Contacto, (s) G, s-1
20
30
40
>40
1000
900
790
700
Para el diseño se consideran los siguientes valores:

31
Figura 3.6 Dimensionamiento de un Reactor de Mezcla Mecánica
NOTA:
- Diámetro del impulsor:
3
D
d =
- Altura del impulsor sobre el fondo: d
h =
- Ancho de la paleta del impulsor:
5
d
W =
- Longitud de la paleta del impulsor:
4
d
r =
- Altura del fluido: D
H =
- Número de pantallas: 4, montadas verticalmente desde el fondo hasta la
superficie.
- Ancho de las pantallas:
10
D
e =

32
- Diámetro del disco central:
4
D
s =
3.11.2. Mezcla Rápida con Turbina.
Ejemplo.3.7.
Determinar las dimensiones del mezclador rápido, equipado con una turbina de 6 aletas planas,
para una planta de purificación que trata 500 L/s. La dosis óptima del floculante es de 50 mg/L;
la temperatura media del agua es de 15o
C.
Según la ecuación: (3.27)
6 1,46 6 1,46
5.9 10 / 5.9 10 /(50) 19,514
o
GT C
=  =  =
Se asume valores de la tabla 3.7:
1
1, 000 s
G −
=
20
o
T s
=
Los valores anteriores de G y T son satisfactorios según la AWWA (Tabla 3.7).
El volumen de la cámara será:
Q = 0,5 m3
/s
Q = 𝕧/𝑡
𝕧 = 0,5x20 = 10 m3
Para una cámara cilíndrica las dimensiones recomendadas son:
D
H
d
h
W
o
B
r
Para el problema planteado se tiene:
H = D
𝕧 = 0,5x20 = 10 m3
(ΠD3
) / 4= 10 m3
D = 2,34 m

33
El diámetro de la turbina es de:
d = (D) / 3 = 0.78 m
La potencia requerida, según la ecuación 3.25 es de:
G = √
P
µ 𝕧
= 𝑟2
P = G2
𝕧 (μ) = (1000)2
𝑥10𝑥1.139𝑥10−3
= 11 390 W
Pm = 0,1(P)
Considerando un rendimiento del motor del 80%
P = (11390) / (0,8x1000) = 14,24 kW
Pm = 1,424 kW
Pm = Potencia de mezcla rápida
Pm = <2Hp>
Se utilizará un motor de <2 Hp>.
La velocidad de rotación del impulsor es de:
N = [(P) / (K ρ d5)]1/3 = [(11 390) / (6,3x1 000x{0.78}5)]1/3
N = 1,84 rps = 110 rpm.
Las dimensiones son:
H = D = 2.34 m
d = (D / 3) = 0,78
W = (d / 5) = (0,78) / (5) = 0,16 m
h = d = 0,78 m
e = D / 10 = (2,34) / (10) = 0,23 m

34
IV. TRATAMIENTO PRIMARIO DE AGUAS RESIDUALES.
Los procesos que se realizan en el tratamiento primario, son para eliminar los sólidos
disueltos y los sólidos en suspensión, en su mayoría integradas por materia orgánica, presentes
en el agua residual, la remoción se realiza generalmente por tratamientos hidráulicos,
aprovechando la gravedad o por sistemas mecánicos; para el tratamiento hidráulico se
aprovecha la gravedad y para sistemas mecánicos se requiere energía externa, en ambos casos
con uso de químicos o sin su requerimiento.
Los principales procesos físico-químicos que pueden ser incluidos en el tratamiento
primario, tenemos la: sedimentación, flotación, coagulación – floculación y filtración.
4.1. Sedimentación primaria
El tratamiento del agua residual por sedimentación primaria se realiza para remover
los residuos sólidos sedimentables y materia en suspensión para disminuir la concentración de
los sólidos suspendidos SST y de la DBO, a velocidades moderadas; la forma de los
sedimentadores pueden ser circular, cuadrada a rectangular.
Es necesario mencionar que los sedimentadores primarios se exceptúan con frecuencia
dentro del diseño para plantas pequeñas de tratamiento. La elección del tipo de sedimentador
depende del tamaño de las instalaciones, de las normas emitidas por autoridades nacionales
de control, de las condiciones locales, de su ubicación y de la experiencia del ejecutor y del
personal de la PTAR.
La etapa de sedimentación debe contar por lo menos con dos unidades de
sedimentadores, de manera que uno de los sedimentador se encuentra en trabajo y el otro
en mantenimiento o de reten, con la finalidad de garantizar la continuidad en el tratamiento.
Los parámetros importantes de diseño del sedimentador son dos:
La Carga Superficial: Es el caudal de fluido dividido por el área superficial del reactor de
sedimentación.
Tiempo de Retención: Es volumen del sedimentador dividido por el caudal.
Aparte de estos parámetros existen otras, que es función de las características del A.R., que
afectan al rendimiento de la sedimentación y uno de los factores básicos es la concentración de
los SS.

35
Figura 4.1.A. Vista de un Sedimentador Circular en un pequeño PTAR
En la tabla 4.1 se tienen referencias de diferentes parámetros para el diseño de reactores
sedimentadores.
Tabla 4.1. Paramentos de diseño de Reactores Rectangulares y Circulares
Parámetro Intervalo Valor Típico
Tiempo de retención (h) 1,5 a 2,5 2,0
Carga Superficial (m3
/m2
. d)
Caudal medio
Caudal máximo
32 a 40
80 a 120
35
100
Carga sobre el Vertedor (m3
/m. d) 125 a 500 250
Dimensiones en (m)
Reactor Rectangular
Profundidad (m) 3 a 6 3,6
Longitud (m) 15 a 90 25 a 40
Ancho (m) 3 a 24 5 a 10
Velocidad de la Rastra 0,6 a 1,2 (m/min) 1,0
Reactor Circular
Profundidad (P) (m) 3 a 4,5 3,6
Diámetro (D) (m) 3 a 60 12 a 45
Pendiente del fondo 2 a 8 % 5%
Velocidad de la Rastra 0,02 a 0,05 rpm 0,03
Carga superficial (a Caudal punta) 2 a 3 (m3
/m2
· h) 2,5
Tiempo de retención hidráulico (TR.) 1 a 2 (h) 1,5
Carga sobre el vertedero < 40 (m3
/m ·h)
Diámetro de la campana deflectora (Dc) 16 a 20 % de (D) 18% de (D)

36
Fuente: Metcald & Eddy. Inc., y Visitas técnicas de PTAR.
4.2. Sedimentadores Rectangulares
En los sedimentadores rectangulares predomina el flujo horizontal del A.R. (a diferencia
del flujo radial que se da en sedimentadores circulares). Los sedimentadores rectangulares
cuentan con sistemas de recolección de lodos sedimentados, los cuales pueden ser de
barredores con cadenas o de puente móvil.
En el sistema de sedimentadores rectangulares con barredores, los lodos sedimentados son
arrastrados hasta los pozos rectangulares para lodos y en plantas grandes se arrastran los lodos
hasta unos canales de fondo transversales, los cuales cuentan con sistemas colectores
transversales; los barredores pueden ser de cadena o de tornillo sin fin, que conducen los lodos
hasta uno o más pozos dispuestos para la recepción de material sedimentado que
posteriormente son transportados mediante bombas a los pozos de recogida de lodos para su
posterior tratamiento.
Figura 4.2. Trayectorias usuales de flujo observado en reactores de sedimentación
rectangulares
En las figuras 4.2. se muestran los recorridos usuales de flujo en reactores de
sedimentación rectangulares: (a) Flujo ideal, (b) Efecto causado por corrientes de velocidad o
estratificación térmica (el A.R. del reactor sedimentador es más caliente que el efluente), (c)

37
Efecto causado por estratificación térmica (el A.R., del reactor sedimentador es más fría que el
efluente, y (d) formación de zonas de circulación torbellino por acción del viento.
4.3. Sedimentadores Circulares
El flujo del agua residual (A.R), en los reactores sedimentadores circulares es de tipo
radial, a diferencia de los sedimentadores rectangulares de flujo de tipo horizontal. Para lograr
el tipo de flujo de tipo radial, el agua residual a tratar se introduce en el sedimentador por la
parte cilíndrica central o por la parte de la periferia del sedimentador circular.
En el diseño de reactores o tanques circulares con alimentación central, el agua se
transporta mediante una tubería suspendida del puente, o embebida en hormigón por debajo
de la solera, hasta la parte central del sedimentador. El agua residual se distribuye
uniformemente en todas las direcciones adyacentes con ayuda de un vertedero circular ubicado
en la zona central del sedimentador. El sedimentador cuenta con un sistema de dos y cuatro
brazos que giran lentamente, equipados con barredores en el fondo del reactor para la remoción
de lodos y con paletas superficiales para remover las espumas.
Los sedimentadores circulares con alimentación perimetral cuentan con un deflector
circular suspendido a corta distancia de la pared del reactor formándose un espacio anular por
donde se descarga el agua residual en dirección tangencial. El agua residual fluye alrededor del
tanque de forma espiral hasta pasar por debajo del deflector por donde sedimentan las
partículas de los sólidos en suspensión SS; el agua clarificada se recoge por medio de vertederos
colocados a ambos lados de un canal ubicado en la parte central. Tanto las capas de grasa como
de espuma quedan retenidas en la superficie del espacio anular.

38
Figura 4.3. Reactor circular de sedimentación con barredoras de fondo
Figura 4.4. Reactores circulares de sedimentación: (a) alimentación central y (b) alimentación
perimetral.
Las diferentes formas de distribución del flujo del afluente del agua residual y los brazos de las
rasquetas de limpieza de lodos, se muestran en la figura 4.3. y figura 4.4.

39
Figura 4.5. Sedimentador circular con alimentación central: con barredoras de fondo y Purga
de sedimentos
4.4. Diseño de Sedimentar Rectangular.
Tiempo de retención
Por lo general, los reactores de sedimentación primaria se proyectan para proporcionar
un tiempo de retención entre 1,5 a 2,5 horas para el caudal medio del agua residual.
Los tanques que proporcionan tiempos de retención menores de 0,5 a 1 hora, tienen
menor eliminación de sólidos suspendidos y en ocasiones se usan como sedimentadores de
tratamiento primario previo a las unidades de tratamiento biológico.
En el análisis y diseño de tanque de sedimentación primaria, los efectos de la
temperatura no suelen requerir atención especial, sin embargo, en zonas de climas frígidos, los
incrementos de la viscosidad del agua producidos por las bajas temperaturas pueden retardar
la sedimentación de partículas y consecuentemente, reducir la eficiencia
del proceso de separación de sólidos cuando las temperaturas bajen de los 10 °C.
Cargas de superficies
La adopción de una carga de superficie adecuada depende del tipo de suspensión que
se deba sedimentar. La tabla presenta información típica para el diseño de tanques de
sedimentación primaria, los efectos de la carga de superficie y del tiempo de retención sobre la
eliminación de sólidos suspendidos varían ampliamente en función de las características del

40
agua residual, de la proporción de sólidos sedimentables y principalmente de la concentración
de sólidos.
Velocidad de arrastre
La velocidad de arrastre es importante en las operaciones de sedimentación, así mismo
las fuerzas actuantes sobre las partículas sedimentadas son causadas por la fricción del agua que
fluye sobre las mismas y las velocidades horizontales se deben mantener a niveles bajos, de
modo que las partículas no sean arrastradas desde el fondo del tanque reactor. La velocidad
critica es un parámetro muy importante para dimensionar el diseño del sedimentador, el que es
evaluada por la siguiente ecuación que fue desarrollada por Camp, a partir de estudios
realizados por Shields (1936):
𝑉𝐻 = [
8𝑘(𝑠−1)𝑔𝑑
f
]1/2
(4.1)
Donde:
VH = velocidad horizontal mínima a la cual se inicia el arrastre de partículas.
k = constante que depende del tipo de material arrastrado
s= peso específico de las partículas
g= aceleración de la gravedad
d= diámetro de las partículas
f= factor de fricción de Darcy – Weisbach.
Los valores más comunes de k, son 0,04 para arena unigranular, 0,06 para materia más
agregada. El factor de Darcy-Weisbach depende de las características de la superficie sobre la
que tiene lugar el flujo y del número de Reynolds, sus valores típicos están entre 0,02 y 0,03;
Tanto k y f, son constantes adimensionales.
Remoción de la DBO y los SST.
La remoción de la DBO y los SST, se expresa por:
R =
𝑡
𝑎+𝑏∙𝑡
(4.1.A.)
Donde.
R = % Porcentaje de remoción.
t = Tiempo de retención en el reactor (h).
a,b = constantes empíricas.

41
Constantes empíricas para la ecuación (4.1.A.)
Tabla 4.1.B. Constantes Empíricas para la ecuación (4.1.A.)
Variable a b
DBO 0,0180 0,020
SST 0,0075 0,014
Ejemplo 4.1:
Dimensionar un reactor de sedimentación primario de forma rectangular, para un caudal medio
diario 12,42 (L/s) o 1 073,09 (m3
/d) para el que se propone una carga de superficie de 35
(m³/m²*d), valor de referencia de la Tabla 4.1. Así mismo evaluar la remoción de la DBO y los
SST.
Solución.
Área superficial del reactor:
As = Q/Cs
As = 1 036,8 (m3
/d)/35 (m³/m²*d)
As = 29,63 (m2
)
Se propone una relación:
Largo (L) / ancho (W) de 4 a 1, por lo tanto, se debe determinar el Largo y Ancho del reactor
L = 4W
As = (L)(W)
Ancho: 4(W2
) = As
W = [As / 4]1/2
W = [29,63 (m2
) / 4]1/2
= 2,72 (m)
Largo: L = 4W
L = 4(2,72) = 10,90 (m)
Por lo tanto, las dimensiones son:
Largo (L) = <11 (m)>
Ancho (W) = <3 (m)>
Cálculo de volumen del reactor sedimentador:
Proponiendo una profundidad de 4 metros, el volumen del Sedimentador será.
𝕧 = 3m x 11m x 4m = 132 m³

42
La nueva carga superficial será:
CS = Q/A
CS = (1 036,8 (m3
/d)) / (3 m · 11 m)
CS = 31,42 (m³/m²· d)
Cálculo del tiempo de retención:
tr = 𝕧 / Q
tr = 132 (m³) / 1 036,8 (m3
/d)
tr = 5,30 (h)
Cálculo de la velocidad de arrastre:
Se tienen los siguientes valores:
Constante de cohesión k = 0,05
Gravedad Especifica (s) = 1,25
Aceleración de la gravedad g = 9,8 (m/s2
)
Diámetro de partículas (d) = 100 μm = 100x10 -6
m.
Factor de fricción de Darcy-Weisbach f = 0,025.
𝑉𝐻 = [
8𝑘(𝑠 − 1)𝑔𝑑
f
]
1
2
𝑉𝐻 = [
(8)(0,05)(0,25)(9,8)(100x10−6)
0,025
]1/2
= 0,063(m/s)
Esta velocidad de arrastre (VH) calculada se compara con la velocidad de sedimentación, la cual
es igual al caudal dividido entre la sección de flujo o área de sedimentación (As) (4m por 3m o
profundidad por ancho) y debe cumplirse la relación de VH>Vs.
Velocidad de Sedimentación (Vs):
𝐕𝐬 =
𝐐
A
𝐕𝐬 =
𝟏 𝟎𝟑𝟔,𝟖 (m3/d)
(4m x 3m)
= 0,001 (m/s)
La velocidad de sedimentación, debe ser considerablemente menor que la velocidad de arrastre.
Por lo tanto, el material sedimentado no será re-suspendido.
Remoción de DBO y SST:
De la ecuación y tabla 4.1.A. se tiene la remoción de:
Remoción de la DBO=
𝑡
𝑎+𝑏∙𝑡
=
5,30
0,018+0,020 ∙5,30
= 42,74 %

43
Remoción de SST=
𝑡
𝑎+𝑏∙𝑡
=
5,30
0,0075+0,014 ∙ 5,30
= 64,87 %
Ejemplo 4.2.
Dimensionar un reactor de sedimentación primario Circunferencial, para caudal punta de 300
L/s y caudal medio de 120 L/s.
Para el diseño se asumen los valores de la tabla 4.1.
Tiempo de retención: 2 h = 7 200 s.
Carga superficial Cs: 2 m3
/m2
·h
Solución:
Se seleccionan 02 unidades de reactores.
Se tienen:
Caudal punta, Qp = 150 L/s = 540 m3
/h
Caudal medio Qm = 60 L/s = 216 m3
/h
Volumen del reactor (𝕧):
𝕧 = Qp·TR
𝕧 = 0,15 (m3
/s) ·7200(s) = 1 080 m3
Area superficial del reactor (As):
As =
𝑄𝑝
𝐶𝑠
As =
540 m3/h
2 m3/m2·h
= 270 m2
Profundidad o Altura del reactor (P):
P =
𝕧
𝐴𝑠
P =
1 080 m3
270 m2
= 4 m.
Diámetro del reactor (D):
As =
𝜋
4
𝐷2
D = [
4
𝜋
𝐴𝑠 ]1/2
= [
4
𝜋
270 m2 ]
1
2 = 18,55 m
Relación: Diámetro / Profundidad
(D / P) = (18,55 m) / (4 m) = 4,63

44
Cumple con los criterios de diseño (tabla 4.1)
Carga del Vertedero:
Perímetro del Reactor (Pe).
(Pe) = 𝜋 · D = 𝜋 18,55 m = 58,25 m
Carga sobre el vertedero = (Qp) / (Pe) = (540 m3
/h) / (58,25 m) = 9,27 (m3
/ m · h)
Cumple con los criterios de diseño (tabla 4.1) valor que es menor al máximo permitido y justifica
que existirá succión de lodos.
La Pendiente de Fondo del Reactor para Lodos (n) debe ser de: n = 5%
4.5.1. Diseño de un Sedimentador Primario Circular de Flujo Ascendente
Sedimentador de flujo ascensional para pequeñas plantas
En la figura 4.6 se incluye un tanque de flujo ascensional para pequeñas plantas de tratamiento
de aguas residuales. “recomendable para sedimentar SS., de aguas residuales”.
Estos reactores permiten extraer lodos sin desocupar el tanque y producen un buen efluente.
se diseñan con cargas superficiales de 20 – 40 m/d, tiempo de retención de 2 a 3 horas, cuentan
con una base del reactor de forma piramidal con paredes inclinadas a 40o
con la horizontal, para
asegurar el deslizamiento del lodo hacia el pozo y evacuar los lodos mediante tubería. La tubería
del afluente descarga verticalmente en la parte central del reactor a una velocidad mayor a 0,3
m/s para caudal mínimo. El porcentaje de sólidos de sólidos de los lodos del puede ser del 3 al
4% y la reducción de (SS) hasta del 65%.

45
A, canal efluente: B, tubería visual; C, nivel superior de agua: D, entrada de agua acampanada;
G, vertedero perimetral; H, efluente de agua; I con menor lodos; J, pozo de lodos.
Figura 4.6 Tanque de Sedimentación primaria de flujo ascendente
DISEÑO DE SEDIMENTACIÓN PRIMARIA DE FLUJO ASCENDENTE CON ENSAYOS DE
SEDIMENTACION BATCH
Los ensayos se realizan en una probeta en un sistema de sedimentación Batch para obtener los
datos de diseño para sedimentación de flujo ascendente.
Cuando una suspensión concentrada sedimenta, en esta se produce una interferencia entre las
trayectorias de velocidad de asentamiento de las partículas y por su cercanía se presenta un
desplazamiento ascensional del fluido y posteriormente se produce una sedimentación
conocido como sedimentación interferida, que al final forman los lodos sedimentados. En la
figura 4.7. se ilustra la localización de la interfaz con respecto al tiempo.
A partir de t = 0 se formará una interfaz a alguna profundidad por debajo de la superficie y se
origina una zona de líquido clarificado sobre la interfaz. En la zona A – B existe un asentamiento
interferido del interfaz líquido – partículas con una sedimentación precoz; entre B y C se
presenta la desaceleración o transición hacia la zona de compresión con una velocidad de
asentamiento específica (vs). La sedimentación en la zona C – D depende de la compresión del
manto de lodos.
A medida que el tiempo pasa todas las zonas desaparecen excepto la que contiene líquido
clarificado y la de lodos de la zona de compresión y en un reactor de flujo continuo, en cambio,
todas las zonas se mantienen.
El área de sedimentación requerida para un sistema de flujo continuo de suspensiones
concentradas, como la de licores de lodos activados, se determina con base en la capacidad de
clarificación y de espesamiento. Para este propósito se pueden utilizar ensayos de
sedimentación batch, como los de la figura 4.9.

46
Figura 4.7 Curva de asentamiento para un ensayo de sedimentación en Batch.
La progresión de la sedimentación zonal o másica puede, visualizarse como se indica en la figura
4.8.
Figura 4.8. Progresión de sedimentación zonal.
Si se empieza con una concentración inicial uniforme Co, a medida que la suspensión se
sedimenta surgen dos interfaces; sobre la superior hay una zona de agua clarificada, en tanto
que por debajo de la inferior existe una zona de lodo concentrado después de t= t2, ocurre una
compactación lenta del lodo hasta que se alcanza el límite final de compactación.
Para obtener información para la sedimentación zonal, se realiza un ensayo de asentamiento en
una probeta de 1 o 2L y se mide la concentración inicial de la suspensión Co, así como la altura
de la interfaz superior Ho, con el tiempo de sedimentación
En la figura 4.9 se representan las zonas que ocurrirán en un sedimentador de flujo ascendente,
para este tipo de suspensiones.
Figura 4.9. Sedimentación de Flujo Ascensional

47
C.3. Parámetros de Diseño y Dimensionamiento para Flujo Continuo
El sedimentador se diseña para proveer el área requerida para clarificación de la suspensión y
permitir el espesamiento máximo del lodo.
1 Área requerida para clarificación:
𝐴 =
𝑄𝑜
𝑉𝑠
(4.2)
𝑄𝑜 =
𝑄 (𝐻𝑜− 𝐻𝑢)
𝐻𝑢
(4.3)
Dónde:
𝐴 = área superficial de la zona de sedimentación.
𝑄𝑜= tasa de clarificación.
𝑉
𝑠 = velocidad de asentamiento, calculada en la tangente de la curva de
asentamiento, tramo AB.
𝐻𝑜= altura inicial de la interfaz en la columna (m).
𝐻𝑢= Altura de la zona de lodos (m).
2. Área requerida para el espesamiento:
𝐴 =
𝑄𝑡𝑢
𝐻𝑜
(4.4.)
Dónde:
𝐴 = área superficial requerida para espesamiento del lodo, m2
𝑄 = Caudal del afluente al tanque, m3
/s
𝑡𝑢 = Tiempo requerido para alcanzar la concentración deseada Cu en el espesado, s.
La concentración crítica que controla la capacidad de manejo de lodo del tanque, ocurre a la
altura H2, donde la concentración es C2 y se considera presente en la zona de transición. Este
punto se determina prolongando las tangentes a la sección de sedimentación interferida y a la
sección de compresión de la curva de asentamiento hasta su intersección. Por el punto de corte
se traza la bisectriz del ángulo formado y se obtiene el punto C2 (figura 4.7).
3. Tiempo para alcanzar la concentración (Cu) del lodo
3.1. Se traza una recta horizontal por la profundidad (Hu), la cual corresponde a la
concentración deseada del sólido en el lodo espesado (Cu). La profundidad Hu se puede calcular
por la ecuación siguiente:
𝐻𝑢 =
𝐶𝑜𝐻𝑜
𝐶𝑢
(4.5)
3.2. Se traza una tangente a la curva de sedimentación por el punto Cu
3.3. Se traza una recta vertical desde el punto de intersección de la tangente C2 y Hu
para determinar el valor de tu (figura 4.7).

48
Con tu se calcula el valor de A por la ecuación 4.4., el cual corresponde al área requerida para
espesamiento.
El área del sedimentador se define comparando las áreas requeridas para clarificación y
espesamiento; escogiendo la mayor área de los dos.
4. Velocidad de sedimentación (𝑉
𝑠)
𝑉
𝑠 =
(𝐻𝑜−𝐻𝑠)
𝑡𝑠
(4.6)
Dónde:
𝑡𝑠 = tiempo de sedimentación (hs) en la tangente de sedimentación interferida A-B.
𝐻𝑠 = altura de sedimentación interferida (m)
𝑉
𝑠= Velocidad de sedimentación (m/h)
5. Tasa de rebose o de clarificación (𝑄𝑜) del efluente
𝑄𝑜 =
𝑄(𝐻𝑜−𝐻𝑢)
𝐻𝑜
(4.7)
Dónde:
𝑄 = Caudal Afluente al tanque reactor (m3
/d).
𝑄𝑜 = Tasa de rebose (m3
/d)
6. Área superficial del tanque reactor (𝐴𝑅)
𝐴𝑅 = Se “elije” el área mayor entre el área calculada de espesamiento y el área de
clarificación (m2
)
7. Diámetro del tanque reactor
Del área superficial elegida para el reactor se tiene el diámetro.
𝐷 = (
4𝐴
𝜋
)
1/2
(4.8)
8. Flujo de Sólidos
Flujo de Sólidos = 𝐶𝑜𝑄 = (𝐾𝑔/𝑑) (4.9)
Dónde:
𝐶𝑜= Concentración inicial de sólidos (𝐾𝑔𝑆𝑆𝑇/𝑚3
)
𝑄 = Caudal del fluido (m3
/d)
9. Carga de Sólidos
Carga de Sólidos =
Flujo de sólidos (
Kg
d
)
Area Elegida (m2)
= (
Kg
m2d
⁄ ) (4.10)
10. Carga Hidráulica (CH)

49
CH =
Q(m3
d
⁄ )
A(m2)
= (m3
m2d
⁄ ) (4.11)
11. Altura del Reactor (Cilindro) (𝐻)
Altura cilíndrica del proceso de tratamiento del Agua Residual con flujo ascensional
H =
Qo(tu)CH
Qe
(4.12)
Qe =
Qo(cu−co)
cu−ce
(4.13)
Para una separación de sólidos en suspensión del agua residual al 50 %
Ce = Co ∗ 0.5 (4.14)
Dónde:
𝐻 = Altura efectiva del reactor parte cilíndrico (m).
𝑄𝑜 = En el afluente m3
/d
𝑄𝑒 = En el efluente m3
/d
𝑐𝑢 = mg SST/L (lodos)
𝑐𝑜 = mg SST/L (afluente)
𝑐𝑒 = mg SST/L (espesado)
𝑡𝑢 = Tiempo requerido para alcanzar la concentración de lodos (cu)
12. Altura del diseño del Reactor Cilíndrico (𝐻𝐷)
HD = H(1.25)
HD = (m) (4.15)
13. Diámetro de la zona cilíndrica de clarificación (𝐷1)
(𝐷1), Es el diámetro (D) del área elegido
D1 = D D1 = (m) (4.16)
14. Altura de la zona de clarificación (𝐻1)
Es la altura seleccionada
H1 = H (4.17)
15. Diámetro de la zona de ingreso del afluente (𝐷2)
(𝐷2) Es el diámetro del área no seleccionado.
D2 = Do(0.25) (4.18)
Dónde:
𝐷0 = Diámetro del área no elegido.
16. Altura de la zona de ingreso del afluente (𝐻2)

50
H2 = H1(0.75) (4.19)
17. Volumen del Reactor (𝑉𝑅)
VR =
π
4
D2
H VR = (m3
) (4.20)
18. Volumen de la zona Cónica para lodos Concentrados (𝑉
𝑐)
Fair – Geyer (2000)
Vc =
π
3
cot2
∝ (h1
3
− h2
3
)
Vc = (m3
) (4.21)
Dónde:
∝ = Angulo de inclinación del cono (40o – 60o).
- Altura total del cono (ℎ1)
h1 = H1 h1 = (m)
- Altura menor del cono (ℎ2)
Es la altura de Instalación para Evaluar los lodos
h2 = H1(0.25) h2 = (m)
- Diámetro mayor
Dc = D Dc = (m)
h2 = H1(0.25)
4.5.2. Dimensionamiento del Reactor de Flujo Ascendente.
Ejemplo 4.3
En un ensayo de sedimentación para una suspensión de lodo activado, se tiene una
concentración inicial de sólidos de 4 000 mg/L, en una probeta de 0,4m de altura, se obtiene la
curva de sedimentación de la figura 4.10.
Determine el dimensionamiento del sedimentador para producir un lodo con una concentración
de 24 000 mg/L, para un caudal de 400 m3
/d, así mismo determine la carga de sólidos y la carga
superficial. El % espesado para separar los sólidos en suspensión es del 60%.
SOLUCION:
Datos: 𝐻𝑜 = 0.4(𝑚)
𝐶𝑜 = 4 000 (
𝑚𝑔
𝐿
)

51
𝐶𝑢 = 24 000 (
𝑚𝑔
𝐿
)
𝑄 = 400(m3
/𝑑)
t1 = 10 min.
1. Trazar la tangente a la sección de sedimentación interferida y a la sección de compresión
en la curva de sedimentación (figura 4.10), prolongando hasta que estas se corten.
2. Por el punto de corte trazar la bisectriz del ángulo formado entre las dos tangentes, para
determinar el punto medio de la región entre la zona de sedimentación y la zona de compresión,
punto 𝐶2 en la curva de sedimentación de la figura 4.10.
3. Calcular la profundidad (𝑯𝒖) para la concentración de sólidos deseada (𝑪𝒖) por la
ecuación 4.5.
Hu =
CoHo
cu
Hu =
(4 000)(0.4𝑚)
24 000
= 0.067(𝑚)
Figura 4.10. Determinación del Tiempo (tu) de Residencia en el Reactor
4. Por la ordenada 0,067(m) = 𝐻𝑢, trazar una recta horizontal.
5. Se traza una tangente a la curva de sedimentación 𝑪𝟐, punto medio de la región de
asentamiento interferido e inicio del asentamiento por compresión. La intersección con
la horizontal Hu y la tangente trazada por C2, determina 𝒕𝒖 , (tiempo requerido para
alcanzar la formación de lodos), tener en cuenta la altura de dispersión del agua residual
en el tubo interior es de:
H2 = H1(0,25)
6. Calcular el área requerida para el espesamiento, mediante la ecuación (4.4).
A =
Qtu
Ho
=
400 × 34
1 440 × 0,4
= 23,6(m2)
7. Calcular a velocidad de sedimentación a partir de la tangente en la curva de
sedimentación A-B, suponiendo que las partículas presentes en la interfaz son las
partículas que hay que remover (figura 4.10) de la ecuación (4.6)

52
Vs =
(Ho−H1)
ts
H1 y ts, es la tangente de la curva A- B.
Vs =
(0,4 − 0,25)60
10
= 0,9(m/h)
8. Determinar la tasa de rebose o de clarificación, la cual es proporcional al volumen líquido
sobre la zona crítica de lodos. De la ecuación (4.7)
Qo =
Q(Ho − Hu)
Ho
=
400 (0.4 − 0,067)
0,4
= 333m3
/d
9. Calcular el área requerida para clarificación por la ecuación (4.2)
A =
Qo
vs
=
333
0,9 × 24
= 15,4 m2
10. Determinar el área mayor y viene a ser el área de control del diseño.
23,6 𝑚2
> 15,4𝑚2
De la evaluación se tiene, el área de espesamiento (23,6m2) que es mayor al área de
clarificación, que controla el diseño. Por lo tanto, el área superficial del tanque reactor
es de:
AR = 23,6(m2)
11. Calcular la carga de sólidos o de lodos.
De ecuación (4.9)
Flujo de sólidos = CoQ = 4 000 × 400 × 10−3
= 1 600 kg/d
De la ecuación (4.10)
Carga sólidos =
Flujo sólidos
Area elegida
Carga sólidos =
1 600
23, 6
= 67,8 kg /m2
d
12. Calcular la carga hidráulica, de la ecuación (4.11)
CH =
Q
A
=
400
23,6
= 16,9m3
/m2
d
13. Altura del Reactor Cilíndrico (H)
H =
Qo(tu)CH
Qe

53
Qe =
Q(Cu − Co)
Cu − Ce
Qe =
(400)(24 000 − 4 000)
2 4000 − 4 000(0,50)
= 363,4 m3
/d
H =
400(0,0236)(16,9)
363,4
= 0,44 (𝑚)
14. Altura de diseño del Reactor Cilíndrico (HD)
HD = H(1,25)
HD = (0,44)(1,25) = 0,55(m)
15. Diámetro de la zona cilíndrica de clarificación (𝐷1)
D1 = D
D = (
4A
π
)
1/2
D = [
(23,6)4
π
]
1
2
D1 = 5,48(m)
16. Altura de la zona de clarificación (H1). De (4.17)
H1 = H
H1 = 0,44(m)
17. Diámetro de la zona de Ingreso de Afluente (D2)
D2 = Do(0,25)
Área no elegida 𝐴𝑜 = 15,4(𝑚2
)
Do = (
4Ao
π
)
1/2
Do = [
4(15,4)
π
]
1/2
= 4,43(𝑚)
D2 = (4,43)(0,25)
D2 = 1,10(m)
18. Altura de la zona de ingreso del afluente (H2)

54
H2 = H1(0.75)
H2 = (0,44)(0,75)
H2 = 0,33 (m)
19. Volumen de Reactor Zona Cilíndrica (VR)
VR =
π
4
(5,48)2
(0,44)
VR = 10,37(m3
)
20. Volumen de la zona cónica para lodos Concentrados (VC)
VC =
π
3
cot2
∝ (h1
3
− h2
3
)
VR = 0,78(m3
)
h1 = 0,44 (m)
h2 = 0,44 (0.25) = 0,11(m)
VC =
π
3
Cot2(60o)(0,44 − 0,11)
VC = 3,26(m3
)
BIBLIOGRAFIA
- CAP, T.R. (1946). Trans Am. Soc. Engineering Tradement. T, 909, III.
- ECKNFELDER, W.W. (1966) Industrial Water Pollution Control. New York Edit. McGraw-Hill.
- HAZEN, A. (2000). Purificación de aguas, tratamiento y remoción de aguas residuales.
México. Edit. Limusa.
- ROMALHO, R.S. (2003). Aguas Residuales. México. Edit. Reverte S.A.

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