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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
ESCOLA DE ENGENHARIA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE MINAS,
METALÚRGICA E DE MATERIAIS (PPGEM)
DESENVOLVIMENTO DO REATOR GERADOR DE FLOCOS (RGF):
ASPECTOS TEÓRICOS E APLICAÇÕES NO TRATAMENTO E REÚSO DE
ÁGUAS E EFLUENTES
TESE DE DOUTORADO
Elvis Carissimi
ORIENTADOR:
Jorge Rubio, PhD
MARÇO 2007
i
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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL
ESCOLA DE ENGENHARIA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE MINAS,
METALÚRGICA E DE MATERIAIS (PPGEM)
DESENVOLVIMENTO DO REATOR GERADOR DE FLOCOS (RGF):
ASPECTOS TEÓRICOS E APLICAÇÕES NO TRATAMENTO E REÚSO DE
ÁGUAS E EFLUENTES
por
Elvis Carissimi
Engenheiro Civil, Mestre em Engenharia
Trabalho realizado no Laboratório de Tecnologia Mineral e Ambiental (LTM) do
Departamento de Engenharia de Minas (DEMIN) e do Programa de Pós-
Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e dos Materiais (PPGEM),
como parte dos requisitos para obtenção do título de Doutor em Engenharia.
Área de concentração: Metalurgia Extrativa
ii
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Esta tese foi julgada adequada para obtenção do título de Doutor em Engenharia,
área de concentração em Metalurgia Extrativa e aprovada em sua forma final,
pelo Orientador e pela Banca Examinadora do Curso de Pós-Graduação.
Orientador: Prof. Dr. Jorge Rubio
Banca Examinadora:
Dr. Ivo André Homrich Schneider – UFRGS-DEMET-PPGEM
Dra. Edith Beatriz Camaño Schettini – UFRGS-IPH
Dr. George Eduardo Sales Valadão – UFMG
Prof. Dr. Carlos Pérez Bergmann
Coordenador do PPGEM
iii
Agradecimentos
Gostaria de agradecer a todos que colaboraram na forma de orientação, auxílio,
compreensão e estímulo, pois foram fundamentais na realização desta tese.
• Ao Professor Jorge Rubio, pela orientação, dedicação, paciência e apoio
técnico. Sou grato por ter sido seu aluno de mestrado e doutorado, e por
todo o aprendizado, amadurecimento e crescimento como indivíduo que
me proporcionou ao longo desse período.
• À Universidade Federal do Rio Grande do Sul, pela completa infra-
estrutura oferecida e qualidade de recursos, ao PPGEM e ao DEMIN.
• Ao CNPq e à CAPES pelo apoio financeiro.
• Aos colegas, professores e pesquisadores do Laboratório de Tecnologia
Mineral e Ambiental (LTM-UFRGS), pelas sugestões, contribuições
técnicas e pelo amistoso ambiente de trabalho.
• À professora Ziza e à Eng. Solange, pela ajuda, conhecimento e
disponibilidade.
• Ao Eng. Dr. Jailton Joaquim da Rosa e ao Prof. Rafael Teixeira
Rodrigues, por todas as contribuições e críticas feitas ao meu trabalho.
• Aos engenheiros e colegas do LTM, Alexandre Englert, Fábio Lena,
Fabiano Capponi, Elves Matiolo, Cristiane da Rosa Oliveira, Rafael
Zaneti, Luciana Cadorin, Francisco Testa e ao Érico Oliveira.
• Ao Prof. Jan D. Miller e todo seu grupo de pesquisa da Universidade de
Utah, pela hospitalidade e apoio recebidos. Em especial, ao Dr. Chen-Luh
Lin, Dr. Jakub Nalaskowski, Dr. Raj Rajamani e Dr. Jack Adams, e, é
claro, para as lindas Kay e Karen.
• Em especial à querida Ximena Díaz, que estará para sempre no meu
coração.
• Meus sinceros agradecimentos ao Bartosz Dabrowski, Kambiz Pezeshki,
Wenjie Huang, Lukasz Hupka, Álvaro e Angélica Videla, Victor e
Florência Bazterra, Daniel Garcia, Luciano Valenzuela, Vishal Gupta,
Örhan Özdemir, e, ainda, ao John Rohanna e ao Vladimir Zyuzin.
• Aos queridos bolsistas de IC Angéli Colling e Meise Paiva meus
agradecimentos pela dedicação.
• Por fim, gostaria de agradecer a todos que de forma direta ou indireta
contribuíram de alguma forma. Muito obrigado.
iv
Sumário
Lista de Figuras ......................................................................................................viii
Lista de Tabelas ......................................................................................................xiii
Lista de Símbolos....................................................................................................xvi
Resumo ..................................................................................................................xviii
Abstract ....................................................................................................................xx
1. Introdução ..........................................................................................................1
2. Objetivos.............................................................................................................3
3. Estado da Arte....................................................................................................5
3.1. Importância do processo de agregação no tratamento de águas e efluentes..... 5
3.2. Situação atual do reúso de águas...................................................................... 5
3.3. Estabilidade de colóides ................................................................................... 9
3.4. Desestabilização de sistemas coloidais........................................................... 11
3.4.1. Desestabilização com sais inorgânicos................................................... 12
3.4.2. Desestabilização com tensoativos .......................................................... 12
3.4.3. Desestabilização por aglomeração oleosa .............................................. 13
3.4.4. Desestabilização com polímeros aquasolúveis....................................... 14
3.5. Reatores .......................................................................................................... 16
3.5.1. Tipos de reatores..................................................................................... 16
3.5.2. Condições hidrodinâmicas na agregação................................................ 17
3.5.3. Parâmetros hidrodinâmicos de reatores tubulares helicoidais................ 18
3.6. Processos convencionais de agregação (coagulação-floculação)................... 28
3.7. Processos convencionais de separação sólido-líquido por sedimentação ...... 29
3.7.1. Sedimentadores de fluxo horizontal ....................................................... 29
3.7.2. Sedimentadores de alta taxa ................................................................... 31
3.8. Processos convencionais de separação sólido-líquido por flotação ............... 33
3.8.1. Eletro-Flotação ....................................................................................... 33
3.8.2. Flotação por ar dissolvido (microflotação)............................................. 34
3.8.3. Flotação por ar induzido (macroflotação) .............................................. 42
3.9. Processos emergentes de agregação/separação sólido-líquido....................... 43
3.9.1. Flotação Jameson ou flotação a jato....................................................... 43
3.9.2. Flotação Centrífuga ................................................................................ 43
3.9.3. Floculação-Flotação (FF
®
) ..................................................................... 44
4. Experimental ....................................................................................................46
4.1. Reator Gerador de Flocos (RGF): Concepção e antecedentes técnicos ......... 46
4.2. Estudos Básicos.............................................................................................. 52
4.2.1. Materiais e reagentes .............................................................................. 52
4.2.2. Equipamentos ......................................................................................... 53
4.2.3. Metodologia............................................................................................ 55
4.2.3.1 Eficiência de floculação ..................................................................... 56
4.2.3.2 Taxa de sedimentação......................................................................... 56
4.2.3.3 Taxa de ascensão ................................................................................ 56
4.2.4. Análises .................................................................................................. 58
v
4.2.5. Caracterização hidrodinâmica do Reator Gerador de Flocos (RGF) e
avaliação comparativa da eficiência de geração de flocos com um sistema de
mistura completa
.................................................................................................... 58
4.2.5.1 Metodologia........................................................................................ 58
4.2.5.1.1 Medida de Hf no RGF .................................................................. 58
4.2.5.1.2 Avaliação da eficiência de formação de flocos de Fe(OH)
3
......... 58
4.2.5.1.3 Comparação do sistema RGF com agitador mecânico................. 59
4.2.5.1.4 Estudo da configuração do RGF................................................... 60
4.2.6. Avaliação do efeito do tipo e concentração de sólidos na geração de
flocos no RGF
......................................................................................................... 60
4.2.6.1 Metodologia........................................................................................ 60
4.2.7. Avaliação do efeito da torção e da curvatura na eficiência de geração de
flocos no RGF......................................................................................................... 61
4.2.7.1 Metodologia........................................................................................ 61
4.3. Aplicações ...................................................................................................... 64
4.3.1. Desestabilização de óleos....................................................................... 64
4.3.1.1 Materiais e reagentes .......................................................................... 64
4.3.1.2 Equipamentos ..................................................................................... 64
4.3.1.3 Metodologia........................................................................................ 64
4.3.1.4 Análises .............................................................................................. 64
4.3.2. Clarificação da água bruta para consumo doméstico ............................. 65
4.3.2.1 Materiais e reagentes .......................................................................... 65
4.3.2.2 Equipamentos ..................................................................................... 65
4.3.2.3 Metodologia........................................................................................ 69
4.3.2.4 Análises .............................................................................................. 69
4.3.3. Tratamento e reúso da água de lavagem de veículos.............................. 70
4.3.3.1 Materiais e reagentes .......................................................................... 70
4.3.3.2 Equipamentos ..................................................................................... 71
4.3.3.3 Metodologia........................................................................................ 73
4.3.3.4 Análises .............................................................................................. 75
4.3.4. Tratamento e reúso da água de uma mina de carvão extinta.................. 75
4.3.4.1 Materiais e reagentes .......................................................................... 75
4.3.4.2 Equipamentos ..................................................................................... 77
4.3.4.3 Metodologia........................................................................................ 77
4.3.4.3.1 Eficiência de flotação ................................................................... 82
4.3.4.3.2 Estudos de neutralização .............................................................. 82
4.3.4.4 Análises .............................................................................................. 82
5. Resultados e discussão.....................................................................................83
5.1. Estudos Básicos.............................................................................................. 83
5.1.1. Caracterização hidrodinâmica do RGF e avaliação comparativa da
eficiência de geração de flocos com um sistema de mistura completa
.................. 83
5.1.1.1 Medida de Hf no RGF ........................................................................ 83
5.1.1.2 Avaliação da eficiência de formação de flocos de Fe(OH)
3
............... 84
5.1.1.3 Comparação do sistema RGF com agitador mecânico....................... 85
5.1.2. Avaliação do efeito do tipo e concentração de sólidos na geração de
flocos no RGF
......................................................................................................... 89
5.1.3. Avaliação do efeito da torção e da curvatura na eficiência de geração de
flocos no RGF
....................................................................................................... 105
5.2. Aplicações .................................................................................................... 110
vi
5.2.1. Aplicação do RGF para desestabilização de óleos............................... 110
5.2.2. Clarificação da água bruta para consumo doméstico ........................... 111
5.2.2.1 Caracterização da água ..................................................................... 112
5.2.2.2 Estudo da otimização da poliacrilamida no RGF............................. 113
5.2.2.3 Redução de turbidez e cor com o sistema RGF-FADAT ................. 114
5.2.2.4 Avaliação das condições hidrodinâmicas do RGF ........................... 120
5.2.3. Tratamento e reúso da água de lavagem de veículos............................ 123
5.2.4. Tratamento e reúso de águas ácidas da mineração............................... 130
6. Conclusões ......................................................................................................140
7. Estudos Futuros .............................................................................................143
8. Produção científica associada ao trabalho...................................................144
9. Referências......................................................................................................146
10. Anexo...............................................................................................................156
vii
Lista de Figuras
Figura 1. Ciclo da água e reciclo de águas servidas. ........................................................ 6
Figura 2. Representação esquemática do modelo da dupla camada elétrica e dos planos
de adsorção. (Fonte: http://www.zeta-meter.com/redchile.pdf. Acesso em: jun. 2004)
11
Figura 3. Estágios dos mecanismos envolvidos na agregação de partículas por
floculação.
...................................................................................................................... 15
Figura 4. Fluxo secundário em tubo helicoidal. Fonte: Adaptado de Galier et al. (2003).
........................................................................................................................................ 22
Figura 5. Geometria de um tubo helicoidal.................................................................... 25
Figura 6. Zonas de um sedimentador. ............................................................................ 30
Figura 7. Sedimentador de alta taxa. (Fonte: Richter e Netto, 1991)............................ 31
Figura 8. Sedimentador Pulsator. (Fonte: Richter e Netto, 1991).................................. 32
Figura 9. Sistema de flotação por ar dissolvido (FAD).................................................. 35
Figura 10. Fenômeno de “captura” (colisão + adesão) de partículas de diâmetro d
p
por
bolhas de diâmetro d
b
dentro de um raio crítico r
c
. ........................................................ 37
Figura 11. Nucleação e crescimento de uma microbolha na superfície de uma partícula
de quartzo recoberta com dodecilamina (coletor). (Rodrigues e Rubio, 2007)
.............. 39
Figura 12. Fenômenos de colisão, adesão, nucleação e captura de partículas e agregados
por microbolhas (Rubio et al., 2002).
............................................................................. 40
Figura 13. Célula de flotação por ar induzido (FAI)...................................................... 42
Figura 14. Processo de Floculação-Flotação para tratamento de efluentes oleosos....... 45
Figura 15. Curva de resposta do traçador ao longo do RGF. Condições: vazão de
alimentação = 3 Lmin
-1
, [AM] = 10000 mgL
-1
; RGF com comprimento de 12 m e
diâmetro de 2,5 cm.
........................................................................................................ 47
Figura 16. Reator Gerador de Flocos (RGF
®
)................................................................ 48
Figura 17. Floctube™: unidade de floculação em linha comercializada pela ETS
(Estados Unidos). Fonte: www.etsenvironmental.com (Acesso em: 10/06/2005).
........ 48
Figura 18. Formação de agregados aerados ao longo do RGF-F. .................................. 49
Figura 19. Floco aerado formado pela adição de polímero floculante de alto peso
molecular.
....................................................................................................................... 50
Figura 20. Taxa de separação por sedimentação e flotação (ascensão) dos flocos no
RGF
®
em função da vazão de alimentação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
,
[Polímero catiônico] = 5 mgL
-1
, pH 7,5±0,5, taxa de injeção de ar (flotação) = 50%... 50
Figura 21. Estudo experimental realizado neste trabalho............................................... 52
Figura 22. Reator Gerador de Flocos - RGF. ................................................................. 54
Figura 23. Reator Gerador de Flocos – Serpentinado: RGF-S....................................... 55
Figura 24. Reator Gerador de Flocos-Flotador (RGF-F) para a geração de flocos
aerados.
........................................................................................................................... 55
viii
Figura 25. Unidades de separação dos flocos gerados no RGF. Sedimentação (a) e
flotação com injeção de microbolhas (b).
....................................................................... 57
Figura 26. Sistema usado para a geração de flocos (aerados e não aerados) no RGF-F ou
RGF e no RGF-S.
........................................................................................................... 61
Figura 27. Sistema empregado para a geração de flocos no RGF.................................. 62
Figura 28. Captação da água bruta para clarificação no sistema RGF-F. ...................... 65
Figura 29. Detalhe da nuvem de microbolhas de ar acima das lamelas no FADAT
(Flotador por ar dissolvido de alta taxa).
........................................................................ 66
Figura 30. Aplicação do RGF para clarificação da água de uma planta de tratamento por
flotação.
.......................................................................................................................... 67
Figura 31. Características construtivas (a) e vista da célula FADAT (b)....................... 68
Figura 32. Imagem (LTM-BSizer) de bolhas geradas por bomba centrífuga multifases
(BCMF). Condições: vazão de alimentação = 11 Lmin
-1
; vazão de ar = 0,05 NLmin
-1
;
pressão de saturação = 7,7 atm; T: 19 ºC; escala barra branca = 100 µm. ..................... 73
Figura 33. Processo de lavagem automático dos ônibus da empresa Viamão Ltda....... 74
Figura 34. Fluxograma do processo de tratamento do efluente de lavagem de ônibus.. 74
Figura 35. Vistas da unidade de tratamento pelo sistema BMCF-RGF. ........................ 75
Figura 36. Estação piloto de tratamento de DAM-SS-16-Criciúma-SC (~ 1 m
3
h
-1
). 1)
Captação de DAM; 2) Bomba de captação da DAM; 3) Tanque de neutralização 1
(capacidade 2000 L); 4) Tanque de neutralização 2 (capacidade 2000 L); 5) Bomba de
alimentação; 6) Serpentina (S); 7) Reatores geradores de flocos (RGF-F); 8) Célula de
flotação por ar dissolvido de alta taxa (FADAT); 9) Tanque de armazenamento de água
tratada; 10) BCMF; 11) Tanque de oleato de sódio; 12) Tanque de floculante; 13)
Bomba dosadora de reagentes; 14) Saída de água tratada; 15) Válvula agulha; 16)
Tanque de preparo de “leite de cal”; 17) Agitador mecânico; 18) Saída do lodo
gerado;19) Entrada de ar; 20) Bomba peristáltica para adição de cal.
........................... 80
Figura 37. Fluxo da DAM da mina de carvão extinta (SS-16) – Criciúma/SC (a);
Estação Piloto de Tratamento da DAM construída próxima a área atingida (b); Tanques
de neutralização/precipitação dos íons metálicos e íons sulfato (c); Sistema de
agregação em linha, constituído por uma serpentina (S) e o RGF-F (d); Sistema piloto
de flotação por ar dissolvido de alta taxa (e); Detalhe da camada de lodo de etringita
separado no processo de flotação (f).
............................................................................. 81
Figura 38. Velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função do G.t
empregado para o RGF e o agitador mecânico. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
,
[Flonex 9045] = 5 mgL
-1
, pH 7,5±0,5. ........................................................................... 86
Figura 39. Velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função do número de
Re e G no agitador mecânico. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [Flonex 9045] = 5
mgL
-1
, pH 7,5±0,5. ......................................................................................................... 87
Figura 40. Velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função do número de
Re e G no RGF. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [Flonex 9045] = 5 mgL
-1
, pH
7,5±0,5.
........................................................................................................................... 87
ix
Figura 41. Efeito da configuração do RGF na velocidade de sedimentação dos flocos em
função da vazão de alimentação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [Flonex 9045] = 5
mgL
-1
, pH 7,5±0,5. ......................................................................................................... 88
Figura 42. Seção transversal do carvão (a) e Fe(OH)
3
(b) flocos da análise das imagens
obtidas pela análise de Raios-X no software Image J. O diâmetro da circunferência é de
4 mm.
.............................................................................................................................. 90
Figura 43. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Fe(OH)
3
] = 19 mgL
-1
, pH 7,5±0,5.............................................................. 92
Figura 44. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, pH 7,5±0,5.............................................................. 92
Figura 45. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Fe(OH)
3
] = 86 mgL
-1
, pH 7,5±0,5.............................................................. 93
Figura 46. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da concentração de Fe(OH)
3
,
em pH 7,5±0,5 no RGF.
................................................................................................. 94
Figura 47. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da concentração de Fe(OH)
3
,
em pH 7,5±0,5 no RGF-S.
.............................................................................................. 94
Figura 48. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função do sistema de
floculação e da concentração de Fe(OH)
3
, [CP904] = 1 mgL
-1
...................................... 95
Figura 49. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Carvão] = 0,5 gL
-1
, pH natural 8,3±0,2...................................................... 96
Figura 50. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Carvão] = 1,5 gL
-1
, pH natural 8,3±0,2...................................................... 96
Figura 51. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Carvão] = 3,0 gL
-1
, pH natural 8,3±0,2...................................................... 97
Figura 52. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da concentração das
partículas de carvão, em pH natural (8,3±0,2) no RGF.
................................................. 98
Figura 53. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da concentração das
partículas de carvão, em pH natural (8,3±0,2) no RGF-S.
............................................. 98
Figura 54. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função do sistema de
floculação e da concentração de partículas de carvão, [CP904] = 5 mgL
-1
. .................. 99
Figura 55. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e do
sistema de floculação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 19 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH
7,5±0,5.
......................................................................................................................... 100
x
Figura 56. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e do
sistema de floculação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH
7,5±0,5.
......................................................................................................................... 100
Figura 57. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e do
sistema de floculação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 86 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH
7,5±0,5.
......................................................................................................................... 101
Figura 58. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e da
concentração de Fe(OH)
3
. Condições: [CP904] = 1 mgL
-1
, pH 7,5±0,5 no RGF. ...... 101
Figura 59. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e da
concentração de Fe(OH)
3
. Condições: [CP904] = 1 mgL
-1
, pH 7,5±0,5 no RGF-S. .. 102
Figura 60. Tamanho de bolhas equivalente em função da taxa de ascensão dos flocos
aerados. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH 7,5±0,5; taxa ar-
sólidos = 0,02 mgmg
-1
. ................................................................................................. 103
Figura 61. Densidade dos flocos em função do tamanho das bolhas e do tamanho dos
flocos aerados. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH 7,5±0,5; taxa
ar-sólidos = 0,02 mgmg
-1
.............................................................................................. 103
Figura 62. Número de bolhas aderidas e aprisionadas nos flocos aerados de acordo com
o tamanho das bolhas e dos flocos. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1
mgL
-1
, pH 7,5±0,5; razão ar-sólidos = 0,02 mgmg
-1
.................................................... 104
Figura 63. Volume total de ar das bolhas aderidas e aprisionadas nos flocos em função
do tamanho das bolhas e dos flocos. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1
mgL
-1
, pH 7,5±0,5; razão ar-sólidos = 0,02 mgmg
-1
.................................................... 104
Figura 64. Taxa de sedimentação dos flocos em função do passo entre os anéis do RGF
e o número de Re. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP 904] = 4 mgL
-1
................ 105
Figura 65. Taxa de sedimentação dos flocos em função da razão torção-curvatura (λ) e
do número de Re. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP 904] = 4 mgL
-1
................. 106
Figura 66. Geração de flocos de Fe(OH)
3
em função do passo entre os anéis do RGF.
Condições: Re = 8470, [CP 904] = 4 mgL
-1
. O passo e a escala estão mostradas no canto
inferior direito de cada figura.
...................................................................................... 106
Figura 67. Taxa de sedimentação dos flocos em função da curvatura (δ) e do número de
Re. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP 904] = 4 mg L
-1
, τ = 0,078...................... 107
Figura 68. Taxa de sedimentação dos flocos em função do parâmetro de torção (βο) e
do número de Dean(Dn). Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP 904] = 1 mgL
-1
, δ =
0,010.
............................................................................................................................ 108
Figura 69. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função do passo entre os
anéis do reator e do número de Re. Condições: [Carvão] = 1,5 gL
-1
, [CP 904] = 5 mgL
-1
.
...................................................................................................................................... 109
Figura 70. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
e carvão em função do número
de Re. Condições: [CP904] = 1 mgL
-1
, [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
e [CP904] = 5 mgL
-1
,
[carvão] = 1,5 gL
-1
, tempo de residência = 17 s. ......................................................... 109
Figura 71. Desestabilização da emulsão de óleo diesel usando o polímero catiônico
Flonex 9045. Condições: [emulsão o/w] = 100 mgL
-1
, [lauril éter sulfato de sódio] = 1
mgL
-1
, temperatura = 20ºC, vazão de alimentação = 3 Lmin
-1
..................................... 111
xi
Figura 72. Redução de turbidez em função do tempo para diferentes concentrações da
poliacrilamida SA920PWG. Condições do ensaio: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
,
taxa de reciclo = 40 %, pressão de saturação = 4 atm, RGF 1, pH 6,6 ± 0,4.
.............. 114
Figura 73. Redução de turbidez com redução gradual do G. Condições: vazão de
alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo = 30 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920
PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4..................................................................................... 120
Figura 74. Redução de cor com redução gradual do G. Condições: vazão de alimentação
= 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo = 30 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4
mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4. ..................................................................................................... 121
Figura 75. Redução de turbidez em função do gradiente de velocidade aplicado.
Condições do ensaio: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo = 30 %, pressão
de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4. .................................. 122
Figura 76. Redução de cor em função do gradiente de velocidade aplicado. Condições
do ensaio: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo = 30 %, pressão de
saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4........................................ 122
Figura 77. Remoção de Turbidez em função da taxa de aplicação usada no sistema
RGF-BCMF. Condições: Turbidez inicial = 175 NTU.
............................................... 127
Figura 78. Remoção de cor em função da taxa de aplicação usada no sistema RGF-
BCMF. Condições: Cor inicial = 101 Hz.
.................................................................... 127
Figura 79. Concentração de sólidos totais, dissolvidos e suspensos do efluente bruto e
tratado por reagentes A (PAC, NaOH e polímero) e reagentes B (Aquaflot-Al e NaOH)
nas dosagens de maior eficiência para geração de agregados aerados e pela ETAR
(Estação compacta de tratamento e reúso de água de lavagem de veículos da Aquaflot).
...................................................................................................................................... 129
Figura 80. Vistas de mananciais contaminados pela poluição causada pela indústria
carbonífera na região de Criciúma/SC: Rio “amarelo” (a) e Lagoa “azul” (b).
........... 132
xii
Lista de Tabelas
Tabela 1. Tipos de reatores empregados no tratamento de águas e efluentes. ............... 16
Tabela 2. Classificação dos regimes de fluxo para tubos lineares e helicoidais. ........... 27
Tabela 3. Velocidades de ascensão para diversos tamanhos de bolhas.......................... 40
Tabela 5. Características construtivas e tempo de residência dos reatores helicoidais.. 53
Tabela 4. Dimensões da coluna de flotação e da célula de ascensão empregadas na
medida do tempo de ascensão dos flocos aerados.
......................................................... 57
Tabela 6. Condições hidrodinâmicas nos equipamentos de floculação hidráulica – RGF
e RGF-S (Vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
)................................................................. 60
Tabela 7. Condições avaliadas para a geração de flocos no RGF em diferentes passos
(distância entre os anéis do reator).
................................................................................ 63
Tabela 8. Efeito de torção no RGF (Curvatura constante (δ) = 0,010). ......................... 63
Tabela 9. Efeito da curvatura no RGF (Torção constante (τ) = 0,078).......................... 63
Tabela 10. Condições hidrodinâmicas no RGF (Curvatura constante (δ) = 0,010). ...... 64
Tabela 11. Características construtivas e tempo de residência dos reatores helicoidais.66
Tabela 12. Características hidráulicas da célula FADAT............................................... 67
Tabela 13. Caracterização das águas efluentes do processo de lavagem de ônibus....... 71
Tabela 14. Características construtivas e tempo de residência dos reatores helicoidais.71
Tabela 15. Características físico-químicas da água da SS-16. Dados referentes ao
monitoramento de janeiro de 2005 a novembro de 2006.
.............................................. 76
Tabela 16. Características construtivas e tempo de residência dos reatores helicoidais.77
Tabela 17. Detalhamento dos estudos realizados para verificação da eficiência de
flotação e remoção de íons metálicos (Fe, Al e Mn) e íons sulfato.
............................... 79
Tabela 18. Parâmetros hidráulicos dos distintos reatores............................................... 84
Tabela 19. Características dos flocos formados nos diferentes reatores. Condições:
[Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [Flonex 9045] = 5 mgL
-1
, pH 7,5±0,5....................................... 85
Tabela 20. Caracterização dos flocos por microtomografia de Raios-X. Condições:
energia = 50 kV, tempo de exposição = 12 s; tempo de varredura = 2 hr 30 min; tempo
de reconstrução = 3 hr 30 min, resolução de reconstrução = 1 voxel (10 x 10 x 10) µm,
resolução espacial = 10 µm.
........................................................................................... 89
Tabela 21. Seleção do polímero de melhor eficiência na floculação de carvão e de
Fe(OH)
3
. ......................................................................................................................... 90
Tabela 22. Parâmetros físicos, químicos e físico-químicos sobre a qualidade da água
bruta tratada na ETA. Fonte: Selau (2005).
.................................................................. 113
Tabela 23. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da taxa de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40
e 50 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, RGF 1, pH 6,6 ± 0,4.
...................................................................................................................................... 115
xiii
Tabela 24. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da taxa de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40 e 50 %,
pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, RGF 1, pH 6,6 ± 0,4. ........ 116
Tabela 25. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da taxa de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 10 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40
e 50 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4. ........ 117
Tabela 26. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da taxa de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 10 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40 e 50%,
pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4. ..................... 117
Tabela 27. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da taxa de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 15 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40
e 50 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, RGF 3, pH 6,6 ± 0,4.
...................................................................................................................................... 118
Tabela 28. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da taxa de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 15 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40 e 50
%, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, RGF 3, pH 6,6 ± 0,4. ... 119
Tabela 29. Tempo de floculação, taxa de aplicação e área requerida usando os processos
de flotação (RGF) e sedimentação.
............................................................................... 120
Tabela 30. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da pressão de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 10 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %,
pressão de saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
,
pH 7,5 ± 0,5.
................................................................................................................. 123
Tabela 31. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da pressão de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 10 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %, pressão de
saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
, pH 7,5 ±
0,5.
................................................................................................................................ 124
Tabela 32. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da pressão de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 23 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %,
pressão de saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
,
pH 7,5 ± 0,5.
................................................................................................................. 125
Tabela 33. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da pressão de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 23 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %, pressão de
saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
, pH 7,5 ±
0,5.
................................................................................................................................ 125
Tabela 34. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da pressão de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 46 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %,
pressão de saturação = 4 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
, pH 7,5
± 0,5.
............................................................................................................................. 126
Tabela 35. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da pressão de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 46 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %, pressão de
saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
, pH 7,5 ±
0,5.
................................................................................................................................ 126
Tabela 36. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da pressão de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 46 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 40, 60
xiv
e 80 %, pressão de saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [Aquaflot-Al] = 100 mgL
-1
, pH 7,5 ± 0,5.
...................................................................................................................................... 128
Tabela 37. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da pressão de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 46 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 40, 60 e 80
%, pressão de saturação = 4 atm, [Aquaflot-Al] = 100 mgL
-1
, pH 7,5 ± 0,5. .............. 128
Tabela 38. Tensão superficial do efluente bruto e tratado no sistema BCMF-RGF
(reagentes A e B) e pelo sistema ETAR à 25 ºC.
......................................................... 129
Tabela 39. Custo do tratamento da água de lavagem de veículos................................ 130
Tabela 40. Eficiência de flotação para os diferentes estudos avaliados para otimização
do processo separação sólido-líquido. Condições experimentais detalhadas na Tabela
17.
................................................................................................................................. 133
Tabela 41. Eficiência de remoção e concentração residual de íons metálicos (Mn, Al e
Fe) e íons sulfato. As concentrações iniciais desses elementos estão descritas na Tabela
15.
................................................................................................................................. 134
Tabela 42. Parâmetros do tratamento para o estudo 14................................................ 135
Tabela 43. Reúso do lodo gerado na neutralização/precipitação de íons Mn e Fe....... 136
Tabela 44. Estimativa de custo com reagentes para o tratamento em pH 7,0 (Remoção
de íons Fe, Al e parcial de íons Mn).
............................................................................ 137
Tabela 45. Estimativa de custo com reagentes para o tratamento em pH 9,0 (Remoção
de íons Fe, Al e Mn).
.................................................................................................... 137
Tabela 46. Estimativa de custo com reagentes para o tratamento (remoção de íons de
metais pesados e íons sulfato) da DAM SS-16 com Panfloc TE 1018 e Alupan.
........ 137
Tabela 47. Custos aproximados do tratamento de diversas DAMs da região carbonífera
do Estado de Santa Catarina, em função do poluente a ser removido.
......................... 138
Tabela 48. Reúso-reaproveitamento de águas conforme limites recomendados.......... 139
xv
Lista de Símbolos
RGF = reator gerador de flocos
RGF-S = reator gerador de flocos serpentinado
RGF-F = reator gerador de flocos para flotação
G = gradiente de velocidade
G.t = número de Camp
Re = número de Reynolds
De = número de Dean
Gn = número de Germano
η
K
= número de microescala de longitude de Kolmogoroff
δ = curvatura
τ = torção
β
ο
= parâmetro de torção
λ = razão entre torção e curvatura
PS = plano de Stern
PIH = plano interno de Helmholtz
PEH = plano externo de Helmholtz
POE = polióxido de etileno
PVA = álcool polivinílico
g = aceleração gravitacional
Dp = diâmetro partícula
Df = diâmetro do floco
ρ
s
= peso específico do sólido
ρ
f
= peso específico do fluido
ρ
= densidade do ar
µ
= viscosidade do fluido
vt = velocidade terminal
va = velocidade ascencional
Cd= coeficiente de cisalhamento
FAD = flotação por ar dissolvido
FADAT = flotação par ar dissolvido de alta taxa
D = coeficiente de dispersão axial
u = velocidade do fluxo
xvi
L = comprimento
N = concentração de partículas
t= tempo
α
= eficiência de colisão
J = freqüência de colisão
Hf = perda de carga
γ = peso específico da água
P = potência do motor
V = volume da célula
rpm = rotações por minuto
as = razão ar/sólidos
Qrec = vazão de reciclo
Var = volume teórico de ar dissolvido por litro de água
Qalim = vazão de alimentação
[sol] = concentração de sólidos
E = eficiência do saturador
PVC = polivinil cloreto
xvii
Resumo
A presente tese de doutorado apresenta estudos básicos de concepção, avaliação de
parâmetros hidrodinâmicos e de transporte e desenvolvimento do Reator Gerador de
Flocos (RGF) como etapa auxiliar ao tratamento primário de águas e efluentes (incluído
o reúso/reaproveitamento de águas). Foram desenvolvidos estudos básicos avaliando-se
as condições hidrodinâmicas de formação de flocos de Fe(OH)
3
no RGF e comparados
com um sistema de mistura completa, através da determinação dos seguintes
parâmetros: gradiente de velocidade (G), número de Camp (G.t), número de Reynolds
(Re), número de Dean (De), número de Germano (Gn) e do número de microescala de
comprimento de Kolmogoroff (η
K
). Foram feitas aplicações do RGF na desestabilização
de emulsões oleosas, tratamento de águas para o abastecimento público, tratamento de
águas oriundas do processo de lavagem de veículos e da indústria da mineração. Para o
mesmo número de Camp (G.t) aplicado no RGF (fluxo pistão) e no sistema de agitação
mecânica foi verificado que os flocos de Fe(OH)
3
formados no reator de agregação
apresentaram maiores taxas de sedimentação (20 mh
-1
), enquanto que para o sistema
mecânico, a velocidade de sedimentação foi da ordem de 5 mh
-1
. Ainda, foi investigado
o desempenho de floculação de acordo com o tipo e concentração de partículas
(Fe(OH)
3
e partículas de carvão como modelos de suspensão), tipo e concentração de
polímero floculante. Os resultados mostraram que a eficiência de floculação é
largamente dependente das características das partículas (porosidade, conteúdo de água,
por exemplo) e do sistema de floculação hidráulica. Foram estudadas alternativas de
aplicação do RGF como floculador de sólidos particulados (RGF-S, Reator Gerador de
Flocos-Serpentinado), com um regime turbulento; floculador de sistemas coloidais
(RGF, sem S) e como flotador (RGF-F, na geração de flocos aerados), com a injeção de
microbolhas no reator. Análises de microtomografia computadorizada por Raios-X
mostraram que os flocos não aerados de Fe(OH)
3
apresentam maior porosidade e uma
estrutura “esponjosa” (81% de água), densidade de 1,109 gcm
-3
e um tamanho maior em
relação aos flocos de carvão (mais compactos e com um conteúdo de água de 63%),
densidade de 2,899 gcm
-3
, sendo mais resistentes que os flocos de Fe(OH)
3
. No caso dos
flocos aerados, o ar aprisionado reduz a quantidade de água dos flocos e diminui a
densidade dos mesmos para 0,7-0,9 gcm
-3
(em função do tamanho dos flocos e do
tamanho das bolhas). Ainda, quanto à configuração do reator, foi avaliado o efeito da
curvatura e da torção no fluxo hidráulico do RGF através da eficiência de formação dos
flocos e do tamanho dos mesmos. Os resultados mostraram que o passo entre os anéis
xviii
do reator e as condições hidrodinâmicas apresentam grande influência na formação dos
flocos, e quando o passo é nulo, há uma melhor eficiência de formação dos flocos. Os
resultados mostraram ainda, que a energia cinética turbulenta aumenta devido à
curvatura quando o parâmetro de torção é mantido constante (passo nulo), melhorando a
eficiência de formação de flocos. Nos estudos de aplicação do Reator Gerador de Flocos
(RGF), visando a desestabilização de uma emulsão oleosa, foi verificado que o RGF
apresentou elevada eficiência de remoção de óleo (> 90% de remoção de óleo em todos
os casos). A aplicação do RGF associado ao FADAT (Flotador por ar dissolvido de alta
taxa) no tratamento de águas (ETA convencional) permitiu alcançar resultados de
qualidade da água tratada, em termos de redução de turbidez e cor, semelhante ao
processo por agregação-sedimentação da mesma ETA. Entretanto, os resultados
apresentados mostraram que é possível aumentar a taxa de aplicação de 3,5 (processo
convencional) para 10 m
3
m
-2
h
-1
com o uso do RGF-FADAT. Os estudos de tratamento
da água de lavagem de veículos mostraram que em todas as taxas de aplicações
estudadas ocorreu significativa redução de turbidez (> 95%), cor (> 80%) e sólidos
suspensos (> 95%), nas melhores condições estudadas, inclusive um aumento da tensão
superficial, possibilitando o reaproveitamento ou reúso dessa água. Os resultados da
aplicação do RGF no tratamento de águas ácidas oriundas de uma mina extinta de
carvão mostraram que, nas distintas condições operacionais, houve remoção de íons
sulfato e íons Fe, Al e Mn. A aplicação do RGF-FADAT no tratamento de águas ácidas
da mina extinta apresentou grande potencial de reúso/reaproveitamento dessas águas.
Os estudos básicos e aplicados desenvolvidos neste trabalho permitiram prever um
elevado potencial de aplicação do RGF como um sistema contator-floculador-flotador
na remoção de sistemas particulados, principalmente por apresentar as seguintes
vantagens: i) um baixo tempo de residência, ii) ausência de partes móveis (agitadores),
iii) pequena área ocupada, iv) mistura do tipo pistão (ideal para a agregação de
suspensões ou dispersões), v) ausência de curto-circuitos ou zonas mortas, vi)
crescimento uniforme dos agregados, vii) elevada cinética na geração dos flocos e viii)
possibilidade de geração de flocos aerados (flotador). Os distintos resultados obtidos
caracterizam esse reator como uma alternativa tecnicamente viável para o tratamento e
reúso/reciclo de águas e efluentes, por apresentar elevada eficiência na agregação e
separação sólido-líquido da matéria em suspensão.
xix
Abstract
The present work deals with basic studies of design, evaluation of hydrodynamic and
transport parameters and set up of the Flocs Generator Reactor (FGR) as an ancillary
step in the primary treatment of waters and effluents (including the reuse/recycle of
these waters). Basic studies were evaluated including the main hydrodynamic
parameters for the Fe(OH)
3
flocs formation in the FGR and compared with a complete
mixture system, using the following parameters: velocity gradient (G), Camp number
(G.t), Reynolds number (Re), Dean number (De), Germano number (Ge), and the
Kolmogoroff microscale number of turbulence (η
K
). Applications of the FGR were
carried out for the destabilization of oily emulsions, potable water treatment, treatment
of waters from the vehicle washing and in the mining industry. For the same Camp
number (G.t) applied in the FGR (plug flow) and in a mechanical agitation system it
was verified that the Fe(OH)
3
flocs generated in the reactor presented higher settling
rates (20 mh
-1
), meanwhile for the mechanical system, the settling rates were about 5
mh
-1
. Yet, it was investigated the flocculation performance according to the type and
concentration of particles (Fe(OH)
3
and coal particles as suspension models), type and
flocculant polymer dosage. Results showed that the flocculation efficiency is largely
dependent on the particle characteristics (porosity, water contents, i. e.) and on the
hydraulic flocculation system. Alternative applications of the FGR as a flocculator of
particulate solids (FGR-S, Flocs Generator Reactor-Serpentine), with a turbulent flow;
flocculator of colloidal systems (FGR, without S) and as a flotator (FGR-F, for the
aerated flocs generation), with microbubbles injection in the reactor. Computer
microtomographic by X-Ray analyses showed that the non aerated Fe(OH)
3
flocs
presented a high porosity, a “spongy” structure (81% of water), 1.109 gcm
-3
density and
a bigger size in relation to the coal flocs (more compact and with 63% of water content),
2.899 gcm
-3
density, yelding to more resistant flocs than the Fe(OH)
3
flocs. In the case
of the aerated flocs, the entrapped air reduces the water content and the density of the
flocs to 0.7-0.9 gcm
-3
(as a function of the flocs size and bubbles size). The reactor
configuration was evaluated by means of curvature and torsion of the hydraulic flow in
the FGR through the flocs formation efficiency and size. Results showed the the pitch
among the rings or the reactor and the hydrodynamic conditions present a great
influence on the flocs formation, and when the pitch is absent, there is a better flocs
formation efficiency. Results showed yet, that the turbulent kinetic energy increases due
the curvature when the parameter torsion is kept constant (no pitch), improving the flocs
xx
generation efficiency. In the studies of application of the Flocs Generator Reactor
(FGR) for the oily emulsion destabilization, it was verified that the FGR presented a
high efficiency of oil removal (> 90% of oil removal in all the cases). The FGR
applicacation associated to a DAFHR (Dissolved air flotator of high rate) for the
treatment of potable waters (conventional process) allowed to reach good results of the
water quality, in terms of turbidity and colour reduction, similarly to the aggregation-
sedimentation process used in the plant treatment. However, results showed that it is
possible to increase the application rate of 3.5 (conventional process) to 10 m
3
m
-2
h
-1
with the FGR-DAFHR system. The studies of the vehicle washing water treatment
showed that in all the conditions applied it was possible to reduce the turbidity (> 95%),
colour (> 80%) and suspended solids (> 95 %), in the best conditions evaluated,
including an increase in the surface tension, allowing the recycle or the reuse of this
water. Results of the application of the FGR in the acid waters of an extinct coal mine
showed that, in the distinct operational conditions, there were removal of sulphate, Fe,
Al and Mn ions. The FGR-DAFHR application for the treatment of acid waters of an
old mine showed a great potential for the reuse/recycle of these waters. Basic and
applied studies carried out in this work allowed to predict the high potential of the FGR
application as a contactor-flocculator-flotator system for the removal of particulate
systems, mainly for the following advantages: i) low residence time, ii) absence of
mobile parts (agitators), iii) low foot print área, iv) plug flow mixture (ideal to promote
the aggregation of suspensions or dispersions), v) absence of short-circuits or dead
zones, vi) uniform growth of the flocs, vii) high kinetic of flocs generation and viii)
possibility of aerated flocs generation (flotator). The distinct results obtained
characterize this reactor as a technical alternative for the treatment and reuse/recycle of
waters and effluents, due the high efficiency in the aggregation ans solid-liquid
separation of the suspended matter.
xxi
1. Introdução
A necessidade de adoção de processos de tratamento específicos, para uma água ou
efluente líquido, é determinada pelos resultados de exames bacteriológicos, análises
físicas, químicas e físico-químicas, avaliados por um determinado período de tempo de
monitoramento, e pelas exigências da legislação ambiental. A qualidade do manancial
(superficial ou subterrâneo) ou efluente líquido a ser tratado determina a adoção dos
processos corretivos de tratamento para obtenção da purificação final desejada, visando
sempre um custo mínimo (Netto, 1987).
Uma das principais etapas do tratamento de águas, ou efluentes, é a redução de turbidez
através da agregação de partículas e/ou gotículas dispersas (suspensões), denominada
clarificação (Gregor et al., 1997). Ainda, a crescente demanda de água devido ao
aumento populacional e, conseqüentemente, a deficiência de espaço físico para o
tratamento, reúso/reciclo de águas e efluentes, dentro dos centros urbanos e industriais
têm exigido o desenvolvimento de estações de tratamento cada vez mais compactas e
com maior capacidade de processamento. Segundo Arboleda (1973), a grande maioria
das plantas de tratamento da América Latina, têm sido cópias ligeiramente modificadas
das usadas nos países industrializados. Isso devido principalmente ao grande
desenvolvimento comercial desses países, que impulsionou o uso de equipamentos
produzidos por eles, os quais são exportados conjuntamente com a tecnologia que os
origina. Essa prática tem se mantido inalterada até a atualidade (Wagner e Pinheiro,
2001). Dessa forma, torna-se essencial a concepção e o desenvolvimento de novas
tecnologias aplicadas à adequação de águas para uso urbano, industrial e agrícola e o
tratamento de todas as emissões líquidas, sólidas e gasosas geradas nos mais diversos
processos, visando um tratamento eficiente, redução do espaço físico ocupado e
minimização do impacto visual ocasionado por obras de grande porte.
De acordo com Wagner e Pinheiro (2001), a tendência é a otimização de estações de
tratamento primário de águas e efluentes, através do desenvolvimento de um projeto
simplificado que resulte numa planta que produza duas ou três vezes mais água potável,
ou tratamento de efluentes líquidos, que os processos convencionais e com baixo custo.
Infelizmente, a otimização de cada estação de tratamento não pode ser generalizada,
pois cada situação necessita de uma combinação particular de medidas para obtenção do
melhor desempenho, que dependem da caracterização da água residuária a ser tratada.
Sendo assim, a integração de conhecimentos sobre o tratamento, operação e infra-
estrutura, é fundamental para o desenvolvimento de projetos alinhados com a
otimização de estações. Alguns autores (Haarhoff e Edzwald, 2001; Rubio et al., 2002,
Rubio, 2003, Rosa e Rubio, 2005; Carissimi e Rubio, 2005a) sugerem a rápida
agregação seguida de flotação como uma alternativa de potencial em termos de cinética
de separação sólido-líquido ou líquido-líquido (aumento da taxa de aplicação),
comparativamente ao sistema de sedimentação. Nesse caso, a flotação dos flocos (floco-
flotação) não necessita da formação de flocos grandes e densos , fundamentais na
sedimentação, uma vez, que outros fenômenos operam, tais como: colisão, adesão e
aprisionamento eventual das bolhas nos agregados poliméricos. Ainda, segundo esses
autores, a tendência é reduzir o tempo de agregação das partículas e aumentar a taxa de
tratamento através da flotação. Isso significa que flocos de tamanho pequeno (10
micrômetros) podem ser facilmente removidos aplicando-se elevadas taxas de flotação
por ar dissolvido - FAD (> 12 m
3
m
-2
h
-1
), reavaliando o entendimento atual de que
grandes agregados são necessários para uma separação eficiente.
Nesse sentido, o emprego de floculadores hidráulicos, que aproveitam a própria energia
da corrente líquida para promover o contato entre as partículas e os agentes
desestabilizantes para a agregação de partículas, têm sido uma excelente alternativa aos
sistemas convencionais de mistura mecanizados. Mais especificamente, o uso de
configurações curvas de tubos circulares como floculadores hidráulicos têm apresentado
elevada eficiência para o tratamento primário de águas e efluentes líquidos (Carissimi e
Rubio, 2005a, 2005b). Carissimi (2003) desenvolveu um equipamento, denominado de
Reator Gerador de Flocos (RGF) para a agregação, utilizando Fe(OH)
3
como modelo de
suspensão, e verificou que esse tipo de reator apresentava um perfil de fluxo pistonado,
um curto tempo de residência, da ordem de segundos, ausência de zonas mortas ou
curtos-circuitos e elevada turbulência, sendo ideal para a agregação de partículas.
Outros estudos de validação do RGF, recentemente desenvolvidos por Pelissari (2006) e
Sartori (2006), na Universidade Federal do Espírito Santo (UFES), mostraram a
eficiência do reator na coagulação de partículas, águas simuladas e através da
modelagem numérica computacional do escoamento no interior do reator helicoidal,
respectivamente. Os estudos realizados por esses autores além de consolidar parâmetros
intrínsecos à geometria do RGF, tais como: curvatura e torção, também estimulam a
aplicação industrial deste reator, como uma técnica de grande potencial no tratamento
primário de águas de abastecimento e efluentes líquidos industriais.
2
2. Objetivos
O objetivo geral da presente tese de doutorado foi o estudo teórico (hidrodinâmico) e o
desenvolvimento do RGF para aplicações na separação sólido-líquido por agregação-
sedimentação, agregação-flotação e remoção de óleos (separação líquido-líquido).
Ainda, foram realizados estudos de validação técnica de seu potencial de aplicação no
tratamento de água para consumo doméstico e reúso/reciclo de águas e efluentes
líquidos dos setores da mineração e da lavagem de veículos.
Dentre os objetivos específicos estão:
• Estudos básicos de determinação de parâmetros hidrodinâmicos do RGF e a
correlação com a eficiência de agregação de partículas (usando Fe(OH)
3
como
modelo de suspensão coloidal). A eficiência de formação dos agregados nas
distintas condições hidrodinâmicas estudadas foi avaliada através dos dados de
sedimentação dos flocos e comparados com um sistema de mistura completa.
Ainda, foram realizados estudos comparativos na eficiência de geração de flocos
entre o fluxo retilíneo e helicoidal no interior do RGF;
• Estudos de avaliação do desempenho de floculação de acordo com o tipo e
concentração de partículas (Fe(OH)
3
e partículas de carvão como modelos de
suspensão), tipo de polímero e concentração. A eficiência de formação dos
agregados nas distintas condições hidrodinâmicas estudadas foi avaliada através
dos dados de sedimentação e flotação dos flocos;
• Estudos de avaliação de parâmetros de projeto do Reator Gerador de Flocos, tais
como o passo entre os anéis do reator, distintos parâmetros de curvatura e torção
e distintas condições hidrodinâmicas (números de Reynolds e de Dean). A
eficiência de formação dos agregados nas distintas condições hidrodinâmicas
estudadas foi avaliada através dos dados de sedimentação dos flocos;
• Estudos de desestabilização de emulsões óleo-água, remoção de óleo,
comumente encontrado em águas de refinarias de petróleo, usando o RGF com
um polímero floculante (poliacrilamida) na agregação-floculação do óleo;
• Avaliação do sistema RGF como flotador (reator acoplado a uma célula de
separação por flotação) numa Estação de Tratamento de Água (ETA) de Porto
Alegre/RS para clarificação da água bruta destinada ao consumo humano, com a
3
redução de turbidez e cor aparente, comparativamente ao sistema de
sedimentação da planta de tratamento;
• Aplicação do Reator Gerador de Flocos na clarificação (redução de turbidez, cor
e sólidos em suspensão) das águas oriundas da lavagem de ônibus (Empresa
Viamão SA) visando o reúso/reaproveitamento dessas águas;
• Aplicação do Reator Gerador de Flocos na remoção de íons sulfato e íons de
metais pesados (Fe, Al e Mn) numa água residual de uma mina de carvão extinta
(SS-16 em Criciúma-SC), visando o reúso/reaproveitamento desse recurso
básico, e aproveitamento do lodo (flotado) gerado.
4
3. Estado da Arte
3.1. Importância do processo de agregação no tratamento de águas e efluentes
A degradação dos cursos d’água é um claro indicador da inadequação do processo do
uso e ocupação do território, tanto em áreas urbanas como rurais. O crescimento
populacional e a necessidade de desenvolvimento têm exigido maior consumo de água
para as mais diversas finalidades, e, conseqüentemente, o tratamento dos efluentes
líquidos gerados. A água, que pelo ciclo hidrológico foi considerada um recurso mineral
renovável, atualmente, é reconhecida pela legislação de diversos países, incluindo o
Brasil, como um recurso não renovável, tamanha a fragilidade e importância da
preservação. Esse processo contínuo de utilização de água disponível evidencia cada
vez mais que sua conservação, além da importância ambiental, assume um caráter de
sobrevivência (Moretti e Lopez, 2002; Bio, 2002).
A incorporação de políticas e leis severas aos poluidores tem encorajado o
desenvolvimento de novas tecnologias de tratamento de efluentes líquidos para limitar a
degradação ambiental e estimular o reúso das águas. Dentro desse contexto, o
tratamento e reúso de águas e efluentes industriais incluem como uma das primeiras
etapas a agregação (coagulação e/ou floculação) para remoção de matéria coloidal,
substâncias orgânicas dissolvidas e/ou, em alguns casos particulares, remoção de
poluentes específicos. No Brasil, a qualidade da água para consumo humano e seus
padrões de potabilidade estão estabelecidos pela Portaria nº 518 (2004) do Ministério da
Saúde, e os padrões de classificação dos corpos d’água e de emissão de efluentes pela
resolução do Conama nº 357 (2005), ou, no estado do Rio Grande do Sul pela Portaria
nº 05 (1989) da Secretaria da Saúde e do Meio Ambiente do Rio Grande do Sul.
3.2. Situação atual do reúso de águas
O reúso-reaproveitamento da água está recebendo cada vez maior aceitação, a nível
mundial, como uma parte importante e natural do ciclo da água (Figura 1); seu uso
racional tem sido um fator fundamental para o desenvolvimento sustentável. A água
reusada/reciclada pode ser empregada para uma grande variedade de aplicações para
usos não potáveis como determina a Resolução nº 54 de novembro de 2005, que
regulamenta a prática de reúso direto não potável de água (Silva e Senra, 2005). O grau
do processo de tratamento requerido é adequado de acordo com a finalidade do uso
5
pretendido (“fit-for-purpose”), do grau de potencial contato humano ou animal e a fonte
original de água. Em breve, a necessidade do reúso de grandes volumes de águas
culminará na concepção de unidades de altas taxas de aplicação e com pequena área
(foot print) ocupada. Dessa forma, torna-se essencial o desenvolvimento de unidades
compactas de tratamento e com alta taxa de aplicação visando o reúso da água dentro
das mais diversas finalidades.
Água
superficial
Água
superficial
Precipitação
Vapor de água atmosférico
Irrigação
Tratamento
de água
Reúso na agricultura e reúso urbano
Descarte em águas
subterrâneas
Água
subterrânea
Água
subterrânea
Reúso industrial
Esgoto doméstico
Efluente
Descarte em águas
superficiais
Uso urbano Uso industrial
Tratamento
de efluentes
Figura 1. Ciclo da água e reciclo de águas servidas.
Fonte: Adaptado de Asano e Levine (1996).
É estimado que 90% das atividades modernas poderiam ser realizadas com água de
reúso (Mancuso e Santos, 2003). Além de diminuir a pressão sobre a demanda, o custo
dessa água é pelo menos 50% menor do que o preço da água fornecida pelas
companhias de saneamento, pois não necessita de padrão de qualidade para
potabilidade. Embora, em muitos casos, essa água de reúso não é própria para consumo
humano, pode ser usada, entre outras atividades, nas indústrias, na lavagem de áreas
públicas, diluição de córregos, pequenas sangas, rios contaminados ou poluídos,
irrigação de parques e áreas verdes ao longo de ruas e estradas, nas descargas sanitárias
de condomínios e na construção civil (compactação do solo, lavagem de agregados,
produção de concreto, etc). Além disso, as novas construções – casas, prédios,
complexos industriais – podem incorporar sistemas de aproveitamento da água da
chuva, para os usos gerais, exceto para o consumo humano.
Estudos desenvolvidos pelo Centro Internacional de Referência em Reúso de Água
6
(Cirra), vinculado à Universidade de São Paulo, visaram a adoção de medidas que
viabilizem o reúso da água num condomínio com 346 lotes localizado em São Paulo, e a
estimativa é de reusar 50% de toda a água dentro do próprio condomínio (Cirra, 2006).
Felizmente, medidas como já estão sendo adotadas por outras construtoras e
incorporadoras no país, inclusive em Porto Alegre, com os denominados “green
buildings” ou prédios verdes, que além do marketing de vendas, apresentam-se como
modelos de sustentabilidade em condomínios verticais, chegando a uma redução de até
15% das despesas do condomínio (ZH, 2006).
De acordo com Mierzwa e Hespanhol (1999), a reutilização-reúso de água ou, ainda em
outra forma de expressão, o uso de águas residuárias, não é um conceito novo e tem
sido praticado em todo o mundo há muitos anos. No entanto, a demanda crescente por
água tem feito do reúso planejado da água um tema atual e de grande importância. Neste
sentido, deve-se considerar o reúso de água como parte de uma atividade mais
abrangente que é o uso racional ou eficiente da água, o qual compreende também o
controle de perdas e desperdícios, e a minimização da produção de efluentes industriais,
esgotos e do consumo de água.
Dentro dessa visão, os efluentes tratados têm um papel fundamental no planejamento e
na gestão sustentável dos recursos hídricos como um substituto para o uso de águas
destinadas a fins agrícolas e de irrigação, entre outros. Ao liberar as fontes de água de
boa qualidade para abastecimento público e outros usos prioritários, o uso de efluentes
contribui para a conservação dos recursos e acrescenta uma dimensão econômica ao
planejamento dos recursos hídricos. O Brasil aprovou em novembro de 2005 uma
resolução (n. 54 de novembro/2005 – em Anexo) que dispõe sobre a regulamentação do
reúso da água para diversos fins, exceto para o consumo humano. Isto deve incentivar a
venda (já praticada, de forma considerável) da água “industrial” para fins de irrigação,
lavagem de pátios, ruas, recreação, combate a incêndios, diluição de córregos poluídos,
usos em refrigeração industrial, etc.
A Companhia de Saneamento Básico do Estado de São Paulo (SABESP) adota a prática
de reúso de águas desde a década de 80 (dentro de suas próprias instalações para
lavagem de equipamentos, por exemplo). E, desde 1997, a SABESP comercializa essa
água para uso industrial (reusando águas das Estações de Tratamento de Esgoto) por um
preço inferior ao da água potável (R$ 0,36 por m
3
), sendo que o custo da água potável
para uma indútria que consome acima de 50 m
3
/mês na região metropolitana de São
7
Paulo é de R$ 9,34 por m
3
. Atualmente, há um reaproveitando de 780 milhões de litros
de água por mês, sendo suficiente para o consumo mensal de uma cidade com uma
população de 170 mil habitantes (Sabesp, 2007).
O aumento do entendimento e aceitação pública sobre a inclusão do tratamento para
reúso ou reciclo planejado da água tem reduzido a demanda sobre os mananciais de
água devido à substituição da água potável por uma água de qualidade inferior. Dessa
forma, grandes volumes de água potável podem ser poupados pelo reúso quando se
utiliza água de qualidade inferior (geralmente efluentes pós-tratados) para atendimento
das finalidades que podem prescindir desse recurso dentro dos padrões de potabilidade.
Outro exemplo no Brasil é o programa de Ciência, Tecnologia e Inovação do Cenpes
(Centro de Pesquisas e Desenvolvimento Leopoldo Américo M. de Mello da Petrobras),
que desde 2004, está buscando o reúso de efluentes nas refinarias, através da avaliação
de diversas tecnologias disponíveis no mundo, objetivando reduzir o consumo de água e
a geração de efluentes líquidos, simultaneamente. As tecnologias selecionadas estão
implantadas em plantas-piloto na REGAP (Refinaria Gabriel Passos – localizada em
Betim/MG) para avaliação da eficiência de tratamento e possibilidade de reutilização
dessas águas.
O LTM (Laboratório de Tecnologia Mineral e Ambiental), também vem estudando e
aplicando alternativas potenciais de reúso em outros sistemas, tais como no tratamento e
reúso das águas de lavagem de veículos. Um sistema desenvolvido, em uma tese de
doutorado, serviu de base para remover e reutilizar essas águas, em unidades de
lavagem de ônibus. A metodologia é baseada no emprego de reagentes desestabilizantes
(floculantes-coagulantes) de dispersões sólidas e emulsões e utiliza microbolhas que,
uma vez aderidas flutuam as partículas poluentes, removendo as impurezas da água. A
transferência do equipamento ao setor produtivo está sendo realizada pela empresa
Aquaflot, formada por ex-alunos do LTM em parceria com a UFRGS, que permite o
uso da patente: Tratamento e recirculação de águas de lavagem de veículos. Rubio, J.;
Da Rosa, J. J.; Beal, R. Patente depositada em 11/00; INPI (PI: 0006390-8) e concedida
em 03/06/2003.
O investimento e as pesquisas no setor estão aumentando, e já existem empresas
especializadas neste assunto. Na pesquisa há diversos editais de P&D, workshops
nacionais, projetos universidade-empresa, todos orientados ao reúso ou reciclo das
águas de processo. Na UFRGS, foi criado o Núcleo Reúso de Águas (NRA), com apoio
8
federal e estadual, via projeto, de caráter multidisciplinar. O projeto combina ciência e
engenharia e tem por objetivo básico apoiar ao núcleo universitário no atual
desenvolvimento de técnicas, equipamentos e unidades integradas (planta-piloto) para o
tratamento otimizado de efluentes líquidos (industriais e domésticos), visando o reúso
das águas tratadas. As pesquisas objetivam apresentar tecnologia nacional econômica e
tecnicamente viável com formação de recursos humanos de alto nível. As linhas nas
quais se inserem as pesquisas integradas do núcleo são os tratamentos de esgotos
domésticos, águas de lavanderias, efluentes da mineração, do produto “lixiviado” do
lixo (chorume), da metalurgia e da indústria do couro para o reúso ou reaproveitamento
dessas águas de processos na forma de água industrial. O Núcleo Reúso de Águas
(NRA), é caracterizado pela integração das atividades em relação à preservação
ambiental, complementação das especialidades e a formação de recursos humanos em
todos os níveis. Os produtos da investigação, obtidos seguem uma rígida metodologia
científica, são difundidos no âmbito técnico e acadêmico na forma de inovações, o que
caracteriza uma das metas básicas da pesquisa universitária. A transferência ao setor
produtivo é realizada diretamente, via projetos contratados ou na forma de patentes
apoiadas pela UFRGS ou conjuntas com empresas financiadoras, gerando empregos e
renda no nosso estado. Duas empresas formadas por ex-alunos encontram-se no
mercado (RS) com produtos oriundos do núcleo em parceria com a UFRGS. A primeira
fornece equipamentos e projetos para o reúso de águas de lavagem de veículos (patente-
LTM-UFRGS) e a segunda disputa mercado com produtos importados na linha de
absorventes de derrames acidentais de óleo, usando a biomassa seca de plantas
aquáticas (Supersorb-br
®
).
3.3. Estabilidade de colóides
A estabilidade dos sistemas coloidais pode ser explicada, em partes, pelo balanço entre
as forças de London e van-der-Waals (energia de atração de pequeno alcance) e as
forças elétricas entre a dupla camada das partículas (energia de repulsão), conhecida
como teoria DLVO, em homenagem a Derjaguin-Landau e Verwey-Overbeek, dupla de
cientistas russos e holandeses, respectivamente, que nos anos 40 desenvolveram
independentemente essa teoria. Contudo, a partir da década de 1980, com o
desenvolvimento de técnicas mais avançadas (microscópio de força atômica, por
exemplo) foi possível obter resultados das forças superficiais em meio aquoso, que
9
evidenciaram (constataram e comprovaram os modelos teóricos existentes) a existência
de forças adicionais, de hidratação (força repulsiva) e hidrofóbica (força atrativa muito
maior que as forças de van-der-Waals), que não eram previstas pela teoria clássica. A
inclusão de energia devido a essas forças, também conhecidas como forças estruturais,
resultou num conceito mais moderno denominado teoria DLVO estendida (extended
DLVO theory), ou, mais simplificadamente, X-DLVO (Yoon e Ravishankar, 1994;
Israelachvili, 1992; Lins e Adamian, 2000).
As partículas geralmente apresentam, em meio aquoso, carga superficial, que pode ser
originária da ionização de grupos ou sítios superficiais, imperfeição da estrutura
cristalina da superfície do sólido, adsorção específica de íons e/ou solubilização
diferenciada entre cátions e ânions. O potencial superficial dos colóides, a distribuição
de íons em solução e os efeitos térmicos levam a formação da dupla camada elétrica,
mostrada na Figura 2.
A dupla camada elétrica é modelada como sendo composta por duas regiões separadas
pelo Plano de Stern (PS). A camada interna é conhecida como Camada de Stern e a
externa como de Gouy-Chapman ou camada difusa. Na presença de íons que se
adsorvam especificamente pelo mecanismo químico, define-se a presença de dois outros
planos: o plano interno de Helmholtz (PIH), com potencial ϕ
I
, e o plano externo de
Helmholtz (PEH), com potencial ϕ
E
. No PIH ocorre a adsorção específica de íons pelo
mecanismo químico. A adsorção de co-íons, íons com carga de igual sinal ao da
superfície da partícula, promove um aumento do potencial da dupla camada elétrica. A
adsorção de contra íons, caso mais comum, promove um decréscimo do potencial
elétrico ou até mesmo a reversão da carga da partícula. Por outro lado, no PEH
adsorvem-se os íons pelo mecanismo físico ou eletrostático, que, no máximo,
promovem a neutralização do potencial eletrocinético do colóide (ϕ
ξ
). Pela dificuldade
de determinação do potencial elétrico superficial da partícula, é comum, na prática,
medir o potencial no plano de cisalhamento, situado entre a partícula em movimento e o
líquido circundante. O potencial neste plano é conhecido como Potencial Zeta (ϕ
ξ
) ou
potencial eletrocinético.
10
Contra-íon positivo
Co-íon negativo
Partícula altamente
negativa
Camada de Stern
Camada difusa
Íons em equilíbrio
com a solução
Contra-íon positivo
Co-íon negativo
Partícula altamente
negativa
Camada de Stern
Camada difusa
Íons em equilíbrio
com a solução
Superfície da partícula
ϕ
E
ϕ
0
ϕ
I
ϕ
ξ
PIH
PEH
Distância, XÅ
Camada de Stern
Camada Difusa
PZ
Camada de Stern
Camada difusa
Figura 2. Representação esquemática do modelo da dupla camada elétrica e dos planos
de adsorção. (Fonte: http://www.zeta-meter.com/redchile.pdf. Acesso em: jun. 2004)
3.4. Desestabilização de sistemas coloidais
A desestabilização dos sistemas coloidais pode ser realizada através da adição de
eletrólitos inorgânicos, polímeros floculantes, tensoativos e óleos, ocorrendo a
agregação ou aglomeração (no caso de óleos) das partículas ultrafinas ou coloidais
(<1µm) formando unidades maiores.
11
3.4.1. Desestabilização com sais inorgânicos
A desestabilização com o emprego de sais inorgânicos, também conhecida como
homocoagulação ou coagulação ocorre pela compressão da dupla camada elétrica que
circunda todas as partículas coloidais pela adição de sais inorgânicos (Weber, 1972).
Ocorre a adsorção desses íons inorgânicos no plano de cisalhamento (Zeta),
neutralizando o potencial neste plano e reduzindo a energia de repulsão, permitindo a
atuação das forças de atração e a agregação das partículas. Este termo também é
aplicado para a desestabilização pela adição de eletrólitos hidrolisáveis, tais como Fe
+3
e
Al
+3
. O mecanismo que ocorre com a adição de sais do tipo sulfato ou cloreto de ferro
ou alumínio difere dos sais monovalentes, pois além de reduzir a dupla camada elétrica,
estes sais formam produtos de hidrólise que polimerizam formando grandes moléculas
tridimensionais com extremos ativos. Estas cadeias formam massas esponjosas que ao
sedimentarem arrastam novas partículas, causando um efeito de varredura.
A relação empírica de Schulze-Hardy expressa a razão entre a concentração molar de
íons monovalentes, divalentes e trivalentes para a coagulação dos colóides de um
sistema estabilizado pelo mecanismo eletrostático como: 1:(1/2)
6
:(1/3)
6
ou 100:1,6:0,13.
Íons de maior valência apresentam uma tendência maior para adsorção específica,
melhorando a eficiência de coagulação. A ordem de efetividade para íons de mesma
valência segue a série de Hoffmeister, no qual a coagulação varia diretamente com o
raio hidratado do íon (Adamson e Gast, 1997).
A heterocoagulação é um processo de agregação que também envolve a interação entre
as duplas camadas elétricas e forças de van der Waals, e ocorre entre partículas de
diferente potencial, sendo mais complexa que a homocoagulação, principalmente
quando as partículas apresentam carga superficial negativa. Sendo assim, a interação
eletrostática é a principal força de agregação atuante na heterocoagulação.
3.4.2. Desestabilização com tensoativos
A desestabilização resulta da adsorção de agentes tensoativos na interface sólido-líquido
tornando as partículas coloidais hidrofóbicas. A agregação por tensoativos pode ser
decorrente de um dos seguintes mecanismos:
a) Efeito hidrofóbico e formação de hemimicelas: na qual a adsorção de reagentes
tensoativos na interface sólido-líquido ocorre principalmente via interações
eletrostática, química (entre a parte polar e os sítios superficiais) e forças hidrofóbicas,
12
ocorrendo uma diminuição da entropia do sistema (moléculas de tensoativo). Quando
adsorvidas as moléculas se orientam na forma de dupletes/tripletes, etc, com as caudas
interagindo por forças hidrofóbicas, sendo que essas conformações são conhecidas
como hemimicelas, e os fenômenos que operam são dados pelo reconhecimento
molecular das frações hidrofóbicas;
b) Neutralização das cargas e efeito hidrofóbico: a neutralização da carga superficial das
partículas dispersas pode ocorrer produzindo sua desestabilização por ação das forças de
atração (London, van der Waals e hidrofóbicas). O processo é espontâneo, diminuindo a
energia livre de Gibbs do sistema pela redução da área superficial sólido-solução e o
efeito hidrofóbico;
c) Agregação por cisalhamento ou shear aggregation: a agregação por cisalhamento
ocorre quando partículas hidrofobizadas interagem com agentes tensoativos em um
regime hidrodinâmico turbulento através do efeito hidrofóbico. Este fenômeno de
agregação por cisalhamento é decorrente da baixa energia envolvida nesta interação,
sendo que para se agregarem as partículas precisam colidir com uma energia mínima
para que operem estas forças hidrofóbicas.
3.4.3. Desestabilização por aglomeração oleosa
Quando a agregação ocorre com óleos o processo é conhecido como aglomeração e,
pelo fato dos aglomerados adquirirem formato esférico, é denominado também de
aglomeração esférica. Através deste mecanismo partículas hidrofóbicas presentes em
água ou hidrofobizadas com tensoativos residuais, podem ser aglomeradas através da
adição de um óleo não polar. Esse processo é constituído por duas etapas:
a) Interação óleo-partícula: sendo o óleo pouco solúvel em água, a interação ocorre
entre as gotas dispersas em água e a superfície das partículas. Se as partículas são
hidrofóbicas, o óleo se espalha formando inicialmente uma lente e depois um filme
líquido que recobre sua superfície, tornando-as mais hidrofóbicas. Portanto, a interação
é de caráter hidrofóbico (forças hidrofóbicas) (Israelachvili, 1992);
b) Efeito capilar: quando a concentração de óleo é elevada, as gotas ocupam toda a área
interna disponível entre as partículas. Nesta etapa, o efeito capilar é máximo e define a
forma esférica do aglomerado com as partículas sendo mantidas juntas por pontes
oleosas. A formação de capilares de óleo entre as partículas promove a ligação e ainda
um aumento da hidrofobicidade dos flocos.
13
3.4.4. Desestabilização com polímeros aquasolúveis
A utilização de polímeros sintéticos na separação sólido-líquido ao invés de eletrólitos
coagulantes permite um processo mais efetivo, proporcionando agregados (flocos) mais
resistentes, taxas mais elevadas de sedimentação e tortas de filtração mais permeáveis
(Metcalf e Eddy, 2003; Sincero et al., 2003). Os polímeros floculantes empregados para
a desestabilização coloidal incluem produtos naturais e sintéticos. Entre os naturais
estão as poliacrilamidas, amidos, proteínas, taninos, biopolímeros, gomas guar e
derivados de produtos naturais, tais como dextrina e alginato de sódio (Metcalf e Eddy,
2003; Schwoyer, 1981; Bratby, 1980). A maioria dos polímeros comerciais se enquadra
como polímeros sintéticos, como por exemplo, as poliacrilamidas iônicas e poliamidas,
ou polímeros não iônicos como o polióxido de etileno (POE) e o álcool polivinílico
(PVA). Quanto a carga, os polímeros floculantes podem ser catiônicos (radical – NH
3+
),
aniônicos (radical –COOH
-
), não-iônicos (como o polióxido de etileno), ou anfotéricos
(poliacrilamidas semi-hidrolisadas que apresentam cargas negativas e positivas na
mesma cadeia). A maioria dos polímeros são hidrofílicos, entretanto, pode ocorrer a
presença de polímeros hidrofóbicos (como o polióxido de etileno e o álcool
polivinílico). Os polímeros podem apresentar baixo (10.000 – 100.000) e alto
(>100.000) peso molecular, atingindo um comprimento molecular de até 1000 Å
(Schwoyer, 1981).
A agregação das partículas por pontes poliméricas é denominada floculação. O polímero
adsorve na interface sólido-líquido (pontes de hidrogênio, forças hidrofóbicas e atração
eletrostática) pelos mecanismos de atração eletrostática, pontes poliméricas ou pelo
aprisionamento das partículas em redes poliméricas.
A cinética de formação dos flocos é função das seguintes etapas:
a) Difusão do polímero sob condições turbulentas, seguida de adsorção na interface
sólido-líquido. A molécula adsorve na superfície da partícula em um ou mais sítios
ativos, deixando livre, estendida na solução, o restante da cadeia;
b) Conformação do polímero formando laços, caudas e trens. A conformação dos
polímeros adsorvidos depende do tamanho da cadeia (peso molecular), flexibilidade da
cadeia, densidade de carga (% de hidrólise), energia de interação entre o polímero e o
colóide, natureza química e física dos sítios superficiais das partículas e competição
entre o polímero e outras moléculas presentes na solução;
14
c) Adsorção dos laços e caudas e formação de pontes poliméricas. A resistência dos
flocos depende do número de pontes formadas, e, portanto, do número de laços e caudas
disponíveis. Um fator de crucial importância é a disponibilidade de sítios nas partículas
para acomodar os laços das partículas vizinhas;
d) Crescimento dos flocos sob agitação lenta. Segundo alguns autores (Arboleda, 1973;
Bratby, 1980; Metcalf e Eddy, 2003), após a adição do agente desestabilizante, é
necessária uma mistura rápida para que ocorra a difusão na suspensão sólido-líquido e a
formação dos flocos primários. Após o aparecimento dos flocos primários, normalmente
é necessário um estágio de mistura lenta para o crescimento e formação de flocos
maiores e posterior sedimentação. Entretanto, para a separação via flotação, não é
necessário a formação de grandes flocos. A energia para o processo de agregação é
proporcionada pela indução de gradientes de velocidade dentro do sistema (agregação
ortocinética). Os principais parâmetros envolvidos na energia ortocinética são o
gradiente de velocidade aplicado e o tempo de agitação.
Os principais mecanismos envolvidos na agregação por floculação são mostrados na
Figura 3.
Sólido
Líquido
Trem
Laços Cauda
(d)
(a)
(b)
(c)
Figura 3. Estágios dos mecanismos envolvidos na agregação de partículas por
floculação.
15
3.5. Reatores
Os reatores são unidades (vasos ou tanques) onde os processos unitários são realizados.
Sob o ponto de vista prático, as taxas nas quais as reações físicas, químicas e biológicas
e as conversões acontecem são importantes, pois afetam o dimensionamento dessas
unidades de tratamento. Segundo Metcalf e Eddy (2003) as taxas nas quais as reações e
conversões ocorrem são geralmente função dos constituintes envolvidos, da temperatura
e do tipo de reator. Os reatores variam conforme sua característica hidráulica e
desempenho.
3.5.1. Tipos de reatores
Os reatores do tipo mistura completa e fluxo pistão são os mais comumente empregados
no tratamento de águas e efluentes, contudo, segundo Metcalf e Eddy (2003) pode-se
citar outros tipos, além desses, conforme mostra a Tabela 1.
Tabela 1. Tipos de reatores empregados no tratamento de águas e efluentes.
Tipo de Reator Descrição
Fluxo pistão
O fluxo de pistão ocorre quando as lâminas líquidas de espessura
“dl” movem-se paralelamente ao sentido do fluxo, com uma
pequena ou sem dispersão longitudinal. Toda massa líquida que
entra no tempo t
o
apresenta o mesmo tempo de retenção t
r
.
Mistura completa
Nesse tipo de reator, assume-se que a mistura completa acontece
instantaneamente e uniformemente assim que as partículas
presentes na massa líquida entram no reator. O tempo necessário
para alcançar as condições de mistura completa irá depender
fundamentalmente da geometria do reator e da potência imposta
(Arboleda, 1973). Ainda, os reatores de mistura completa podem
apresentar curto-cirtuitos ou zonas mortas.
Mistura completa
em série
A série de reatores de mistura completa é empregada para modelar
o regime de fluxo existente entre o modelo de fluxo ideal
correspondente aos reatores de mistura completa e fluxo pistão.
Um exemplo típico deste tipo de reator é o sistema de tratamento
de lagoas.
Batelada
No reator de batelada o fluxo entra, é tratado, e posteriormente
descartado, não havendo entrada e saída simultânea do fluxo. O
conteúdo líquido é misturado completamente.
Leito fixo
O reator de leito fixo é preenchido com algum tipo de material de
enchimento (pedra, cerâmica, plástico, carvão ativado) e pode ser
operado em regime ascendente ou descendente.
Leito fluidizado
O reator de leito fluidizado é similar ao reator de leito fixo em
muitos aspectos, porém, o material de enchimento é expandido
pelo movimento ascensional do fluido através do leito. A variação
na expansão do material é obtida através do controle da vazão de
alimentação do fluxo.
16
3.5.2. Condições hidrodinâmicas na agregação
O efeito das condições hidrodinâmicas é um outro fator relevante na desestabilização de
sistemas coloidais através de eletrólitos hidrolisáveis e/ou polímeros floculantes. Na
agregação das partículas, dois processos devem ocorrer de forma seqüencial.
Primeiramente, as partículas devem colidir umas com as outras, e, posteriormente, sob a
influência das forças coloidais devem se agrupar formando agregados. Dessa forma, a
equação global de agregação é dada pela seguinte expressão:
JxcolisãodeFreqüênciaxcolisãodeEficiência
dt
dN
α
==− }{}{ (1)
Na equação (1) N representa a concentração de partículas num determinado tempo t.
Também, J é a freqüência de colisão e representa o número de colisões que acontecem
por unidade de tempo. Finalmente, a eficiência de colisão, α, reflete a fração do número
total de colisões que resultam na formação de agregados.
Convencionalmente (principalmente na floculação), após a adição do agente que
promoverá a desestabilização de um sistema, segue uma etapa de mistura rápida e uma
etapa de agitação lenta. Na mistura rápida, além da difusão dos reagentes, ocorre a
quebra da barreira energética repulsiva entre reagentes e partículas e entre partículas e
partículas. Originam-se os flocos primários, que terão significativa importância sobre a
cinética dos processos posteriores. Após o aparecimento dos flocos primários no estágio
de mistura rápida, um estágio de agitação lenta permite a formação de flocos maiores.
Segundo Metcalf e Eddy (2003) a energia para o processo de agregação dos colóides é
proporcionada por dois tipos de agregação:
•
microfloculação ou floculação pericinética, e
•
macrofloculação ou floculação ortocinética.
A microfloculação é o termo utilizado para designar a agregação de partículas devido ao
movimento aleatório das moléculas no fluido. Esse movimento termal aleatório das
moléculas no fluido é também conhecido como movimento Browniano. A agregação
pericinética inicia imediatamente após a desestabilização e estabiliza dentro de
segundos, uma vez que é significativa para partículas na faixa entre 0,001 e 1 µm.
A macrofloculação é o termo que se refere à agregação de partículas maiores do que 1
ou 2 µm. A macrofloculação pode ocorrer devido ao gradiente de velocidade induzido
ou por sedimentação diferencial. A energia imposta por um misturador é dissipada
17
através de gradientes de velocidade e a taxa de energia introduzida é proporcional ao
gradiente de velocidade estabelecido. O gradiente de velocidade é simbolizado por G e é
usado para medir a intensidade de mistura. Um valor elevado de G significa uma
mistura intensa, e um valor baixo de G denota uma mistura lenta. De acordo com
Thomas et al. (1999), para um determinado valor de G, a agregação ortocinética é o
mecanismo predominante quando as partículas apresentam uniformidade de tamanho,
enquanto que a sedimentação diferencial predomina quando as partículas apresentam
significativa disparidade de tamanhos. O equilíbrio entre o G empregado e o tempo de
mistura pode ser expresso através do número de Camp (G.t).
Em todo estado instável, a composição da massa líquida varia com o tempo. Este é o
caso da maioria dos reatores empregados nas estações de tratamento (misturadores,
floculadores, decantadores, etc), nas quais, em qualquer ponto, verifica-se que tanto a
velocidade quanto a composição alteram-se constantemente, porque a massa liquida de
água não flui de forma homogênea, desde a entrada até a saída, ou seja, nem todo o
fluxo que entra no tempo inicial t
o
alcança a saída, exatamente no tempo de detenção
nominal t
d
(Arboleda, 1973).
Segundo Bratby (1980), o tipo de mistura ideal é a do tipo fluxo pistão, onde todas as
partículas apresentam o mesmo tempo de residência. Em misturadores do tipo mistura
completa, algumas partículas apresentam curto-circuito e outras, apresentam tempos de
permanência muito elevados. Essa distribuição de tempos de residência não é desejável
no emprego de sais hidrolisáveis ou polímeros. No caso dos sais hidrolisáveis, um
tempo de residência curto não permite a adsorção completa das espécies hidrolisadas na
superfície das partículas. O mesmo ocorre na adsorção de polímeros. Por outro lado, a
mistura intensa por um período muito prolongado poderá romper as pontes de polímeros
entre as partículas e até mesmo o polímero.
3.5.3. Parâmetros hidrodinâmicos de reatores tubulares helicoidais
A eficiência de qualquer processo de agregação depende basicamente de duas condições
principais: fisico-químicas e hidrodinâmicas. As condições físico-químicas estão
relacionadas a uma série de questões mais complexas tais como o uso apropriado de
reagentes químicos (tipo e concentração do coagulante e/ou floculante), arquitetura
molecular do polímero – linear ou ramificada (Larsson, Walldal e Wall, 1999; Weir e
18
Moody, 2003), ordem de adição, temperatura e pH. Ainda, depende das características
físico-químicas das partículas (tais como, carga superficial e densidade). A
determinação das propriedades físico-químicas em suspensão desempenha uma
importante função na desestabilização das partículas em suspensão. Recentemente,
alguns autores (Sato, Kobayashi e Adachi, 2004; Zhanpeng e Yuntao, 2006; Walaszek e
Ay, 2006) estudaram a morfologia das partículas como um novo conceito para a teoria
da floculação, no qual se investiga a diversidade de formas das partículas coloidais,
coagulantes hidrolizados e floculantes na água durante a agregação e o efeito na
eficiência do processo de agregação. De acordo com esses autores, a agregação é
enormemente afetada pela partícula e as características dos agregados, incluindo o
tamanho, forma, diâmetro da partícula, tamanho e distribuição da estrutura espacial,
assim como outros fatores químicos correlacionados.
A taxa na qual a separação sólido-líquido ocorre é altamente dependente da taxa de
formação dos flocos (eficiência de floculação). Nesse caso, quando uma elevada taxa de
separação de partículas é almejada, a geração de flocos “resistentes” ao cisalhamento é
sempre vantajosa (Gray e Ritchie, 2006; Capponi et al., 2006; Walaszek e Ay, 2006).
Entretanto, a floculação convencional (mistura mecânica) usualmente requer elevados
gradientes de energia, o que acarreta na formação de flocos irregulares, porosos e
fracos. O tamanho, a porosidade e a densidade dos flocos podem ser controlados pelo
tipo de floculante e as condições de floculação, tais como tempo de floculação e energia
dissipada (Adachi e Tanaka, 1997; Gorczyca e Ganczarczyk, 1999).
A hidrodinâmica depende tanto do projeto da unidade de agregação (geometria do
tanque, principalmente) como da intensidade de mistura (velocidade e tipo do
impelidor, para unidades mecânicas; vazão de alimentação, para unidades hidráulicas e
fluxo de ar, para unidades pneumáticas). A colisão das partículas são causadas por seu
movimento relativo, concentração, tipo e concentração dos agentes de desestabilização,
interação superficial e tempo de contato (Rattanakawin e Hogg, 2001). O movimento
relativo das partículas pode ser causado pelo movimento Browniano (partículas
menores que 1 ou 2 micrômetros) na ausência de agitação – agregação pericinética, pelo
movimento do próprio fluido e das partículas devido à impregnação de uma força
externa (gradientes de velocidade), ou, ainda, sedimentação diferencial – agregação
ortocinética (Chen et al., 1998; Metcalf e Eddy, 2003; Runkana, Somasundaran e
Kapur, 2006).
19
Reatores de mistura completa e de fluxo pistonado (chicanas) são os tipos mais
comumente empregados no tratamento de águas e efluentes líquidos. As características
do fluxo hidráulico dos reatores de mistura completa e de fluxo pistão podem ser
descritos como variações do fluxo ideal (não viscoso e incompressível) e não-ideal,
dependendo da relação entre o fluxo de entrada e de saída (Metcalf e Eddy, 2003).
Normalmente, reatores de mistura completa necessitam um tempo de agitação (contato)
superior em relação a reatores de fluxo pistão. Neste último, um maior gradiente de
velocidade empregado compensa o menor tempo de residência (Bratby, 1980). De
acordo com Elmaleh e Jabbouri (1991), o valor do G oscila entre 10-100 s
-1
para
tanques agitados com um tempo de detenção de 15-30 minutos, variando de acordo com
os resultados específicos de cada efluente, obtidos em teste de jarros.
Entretanto, segundo Gregory (1987) os sistemas tubulares helicoidais podem atingir um
G de até 5000 s
-1
, em curtos tempos de residência (inferiores a 5 minutos). Essas
características hidrodinâmicas favoráveis para o contato das partículas com os reagentes
de desestabilização possibilitaram o estudo em laboratório de tubulações curvas como
reatores de agregação, na formação de flocos de levedura (Gregory, 1988); flocos de
bentonita (Elmaleh e Jabbouri, 1991); tratamento de esgoto sanitário (Ødegaard et al.,
1992); e geração flocos de Fe(OH)
3
(Carissimi e Rubio, 2005).
O fluxo em tubos curvilíneos difere consideravelmente em relação a tubulações
retilíneas. No fluxo através de tubos helicoidais, uma circulação secundária ou um fluxo
secundário é introduzido no qual afeta diretamente na agregação das partículas, sendo
determinado pelo número de Dean, que correlaciona o diâmetro do tubo e o diâmetro da
helicóide (anel). Ainda, o espaçamento entre as helicóides possibilita a impregnação do
efeito de torção, caracterizado pelo número de Germano. A caracterização
hidrodinâmica dos reatores helicoidais possibilita a implantação e o correto
escalonamento em plantas de tratamento, com a reprodução das mesmas condições
hidráulicas otimizadas para a geração de agregados em nível laboratorial. Muitos
projetistas de estações de tratamento atribuem a não correta caracterização do regime
hidráulico dos sistemas de tratamento como sendo o principal fator responsável pela não
reprodução dos resultados obtidos em escala de bancada para a escala industrial.
De acordo com Wagner e Pinheiro (2001), existe uma necessidade de integração entre a
engenharia sanitária e hidráulica, para que ocorra uma sobreposição de conhecimentos
sobre o tratamento, operação e as características hidráulicas das tecnologias aplicadas.
20
A seguir são reportados os parâmetros hidráulicos que regem o deslocamento do fluido
e o contato das partículas (e agentes de desestabilização) no interior de tubos curvos
(helicoidais).
O tamanho e a distribuição de tamanho dos agregados formados estão diretamente
relacionados com a taxa de cisalhamento aplicada (Jarvis et al., 2005). Esse
cisalhamento é usualmente caracterizado pelo gradiente de velocidade médio, mostrado
na Equação (2).
G =
V
µ
ε
(2)
onde G é o gradiente de velocidade médio (s
-1
);
ε
é a taxa de energia dissipada por
unidade de massa do fluido (kgfms
-1
);
µ
= viscosidade absoluta da massa líquida
(kgfsm
-2
) e V = volume da célula (m
3
). A energia ou potência de dissipação é dada de
acordo com a Equação (3).
ε
= Q.γ.Hf (3)
onde Q
é á vazão de alimentação (m
3
s
-1
);
γ
= peso específico da massa líquida (kgfm
-3
)
e
Hf = perda de carga (m).
Substituindo a Equação (2) na Equação (3) é possível determinar a Equação (4) que
pode ser empregada para misturadores hidráulicos, independentemente de sua
geometria, desde que a
Hf seja calculada ou medida apropriadamente (por exemplo,
medida manométrica diferencial, no caso específico de tubulações curvas ou
helicoidais).
G =
t
Hf
.
.
µ
γ
(4)
onde t é o tempo de residência (s).
Outro parâmetro importante na agregação em sistemas tubulares é o número de
Reynolds (Re) obtido pela relação entre o produto da densidade do meio (
ρ
), da
velocidade de escoamento (V) e do diâmetro do tubo (D), considerando-se seção plena
de escoamento pela viscosidade absoluta da massa líquida (
µ
), de acordo com a
Equação (5) (Yamamoto et al., 2002).
21
µ
ρ
VD
=Re (5)
No caso de sedimentação diferencial, partículas maiores que sedimentam com maior
rapidez acabam colidindo com partículas menores sendo determinada através do
balanço de forças gravitacionais, ascensionais e arraste, velocidade de sedimentação (v
i
)
de uma partícula de diâmetro d
i
e densidade
ρ
ι
num meio de densidade
ρ
, e viscosidade
µ
, segundo a Equação de Stokes (6) para fluxo laminar.
µ
ρρ
.18
)(.
2
−
=
ii
i
dg
v
(6)
A massa líquida que flui em um tubo curvo desenvolve ortogonalmente ao fluxo
principal, fluxos secundários devido à força centrífuga. Esse fluxo, primeiramente
estudado por Dean em 1927-28 é caracterizado pelo movimento radial do fluxo ao
longo das paredes e do centro da seção transversal de escoamento, que pode ser descrito
como um duplo vórtice formado ao longo da seção transversal do tubo, mostrado na
Figura 4. Esse par de vórtices está presente inclusive nos números de Dean mais baixos;
e, em elevados números de Dean, uma instabilidade centrífuga aparece próximo à
concavidade externa da parede do tubo e gera outro par de vórtices (Berger, Talbot e
Yao, 1983; Galier et al., 2003; Ujhidy, Németh e Szépvölgyi, 2003).
Zoom
Baixo número
de Dean
Elevado número
de Dean
Figura 4. Fluxo secundário em tubo helicoidal. Fonte: Adaptado de Galier et al. (2003).
22
O número de Dean (De) é o parâmetro adimensional que mede a razão da média
geométrica das forças centrífugas e de inércia devido às forças de viscosidade que
governam o movimento do fluido em um tubo curvo, definido de acordo com a Equação
(7), sendo válida para tubulações helicoidais com espaçamento (p) nulo entre as
helicóides.
De = Re.
5,0
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
D
d
(7)
onde Re é o número de Reynolds (adimensional), d é o diâmetro interno do tubo (m) e
D é o diâmetro da helicóide (m).
No caso de um tubo helicoidal com um espaçamento (p), um número modificado de
Dean (De’) é usado (Equação 8):
De’ = Re.
5,0
'
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
D
d
(8)
onde D’ é o diâmetro efetivo do anel helicoidal, levando em consideração a curvatura
em função da torção, definido por Germano em 1982 com a introdução de um sistema
de coordenadas ortogonais para análise do fluxo tubular helicoidal (Equação 9).
Alguns autores (Yamamoto et al., 1998) mostraram que a torção apresenta um grande
efeito no fluxo de tubos curvos, tais como a redução do característico vórtice duplo da
seção transversal do tubo a um único vórtice, com o aumento do afastamento p (situação
de maior torção). A linha que divide os dois vórtices (fluxo secundário) varia sua
direção de horizontal para vertical conforme o aumento da torção.
D’ =
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
2
.
1
D
p
D
π
(9)
O efeito de torção na massa líquida pode resultar em desestabilização do fluxo de
acordo com Yamamoto et al. (1998), e pode ser determinado através do número de
Germano (Gn) de acordo com a Equação (10) (Thomson, Bayazitoglu e Meade, 2001).
Gn =
τ.Re (10)
onde
τ é a torção (adimensional), determinada através da Equação (11),
τ = τ . Dh (11)
23
sendo,
τ (m
-1
) a razão entre o espaçamento p entre as helicóides e o raio da helicóide R;
e Dh (m) o diâmetro hidráulico da seção transversal, mostrados nas Equações (12) e
(13), respectivamente.
τ =
22
pR
p
+
(12)
Dh =
P
A.4
(13)
onde A é a área da seção transversal (m
2
); P é o perímetro da seção transversal (2.π.r,
para seções circulares, m); R é o raio da helicóide (m); r é o raio da seção transversal
(m).
Alguns pesquisadores (Gregory, 1981; Jarvis et al., 2005) verificaram que as partículas
não mantêm uma posição radial constante no interior de tubulações curvas, mas variam
sua trajetória conforme a velocidade axial ao longo das linhas de fluxo curvas ou
helicoidais. Conseqüentemente, suspensões coloidais que fluem em tubulações curvas
apresentam valores de G.t não tão amplamente distribuídos quanto tubulações retilíneas,
e, ao longo desse fluxo ocorre a geração de vários vórtices considerados grandes (dentro
de uma faixa microescalar), que são responsáveis pela mistura do sistema com pouca
dissipação de energia e, portanto, não havendo ruptura dos flocos, e outros vórtices
menores que propiciam uma maior dissipação de energia (Jarvis et al., 2005). Esse
fenômeno é caracterizado pelo número de microescala de comprimento de Kolmogoroff
(η
K
), de acordo com a Equação (14).
η
K
=
4
1
3
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
M
P
υ
(14)
onde η
K
é o número de microescala de longitude de Kolmogoroff (m); υ = viscosidade
cinemática (m
2
s
-1
ou kgm
-2
s
-1
); P
M
= potência dissipada por unidade de massa (Wkg
-1
ou
(kgm
2
s
-3
)/kg). P
M
pode ser definido conforme a Equação (15).
P
M
= G
2
υ (15)
Substituindo-se a Equação (15) na Equação (14), tem-se que (Metcalf e Eddy, 2003):
η
K
=
2
1
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
G
υ
(16)
24
Quando uma elevada energia é imposta ao sistema, a magnitude de η
K
é da ordem do
tamanho dos agregados, enquanto que baixos valores de G apresentam um η
K
muito
maior, significando que os flocos tornam-se mais susceptíveis à ruptura em elevados
gradientes de velocidade. Porém, é difícil afirmar quais vórtices são responsáveis pela
ruptura, uma vez que essa ruptura é dependente da velocidade e do tamanho do vórtice
em relação ao tamanho dos flocos (Jarvis et al., 2005).
Além de seu projeto simplificado e facilidade operacional, a floculação através de tubos
helicoidais reduz custos de investimento quando comparado com processos
convencionais de floculação (misturadores mecânicos). Muitas dessas características
estão associadas com a ação das forças centrífugas, as quais desenvolvem um campo de
fluxo secundário no plano perpendicular ao maior eixo do tubo que é causado pela
curvatura e torção (ou passo) dos tubos helicoidais (Figura 5).
b
2a
c
Figura 5. Geometria de um tubo helicoidal.
Dean (1928) foi o primeiro a mostrar, teoricamente, que o fluxo secundário surge
devido às forças centrífugas no fluxo principal. Quando um fluido passa através de um
canal ou tubo helicoidal, um fluxo secundário é induzido devido à diferença entre a
força centrífuga causada pelos elementos do fluido em movimento com diferentes
velocidades axiais. O fluxo resultante pode ser descrito como um duplo vórtice que
ocorre transversalmente à seção do tubo. Ainda, de acordo com Yamamoto et al.
(2002), a linha que divide os dois vórtices varia sua direção de horizontal para vertical a
medida que a torção aumenta. Esse par de vórtices opostos é mantido até sua dissipação
completa devido às forças viscosas do fluido (Ujhidy, Németh e Szépvölgyi, 2003).
25
Muitos estudos foram desenvolvidos para avaliar o efeito do fluxo secundário em tubos
helicoidais com passo nulo (sem espaçamento entre os anéis da helicóide), onde
somente forças centrífugas são consideradas. Quando o passo dos tubos não é nulo, o
fluxo secundário torna-se mais complexo uma vez que o fluido no tubo helicoidal está
sujeito à força de Coriolis devido à torção do tubo, assim como à força centrífuga
devida a curvatura. Alguns estudos avaliaram o efeito da torção do fluxo em tubos
circulares curvos (Wang, 1981; Germano, 1982; Kao, 1987; Yamamoto et al., 1994;
Yamamoto et al., 1998) e reportaram que a torção apresenta alguns efeitos no fluxo de
tubos curvos à medida que a torção aumenta (formato mais “estendido” do tubo), o
duplo vórtice no tubo helicoidal tende a formar um único vórtice. Experimentalmente,
Murakami et al. (1971) investigou a resistência hidráulica em helicóides tubulares com
distintos valores de passos e razões entre o diâmetro do tubo e de enrolamento. A partir
do valor médio medido, foi possível concluir que o fluxo secundário em tubos
helicoidais é completamente desenvolvido após as primeiras quatro ou cinco voltas da
helicóide.
White (1929) foi um dos primeiros autores a realizar importantes observações em
relação ao fluxo em tubos curvados, e mais especificamente, sobre o efeito de
laminarização, o que significa que o fluxo em tubos helicoidais pode ser mantido
laminar sob números de Reynolds maiores em relação ao que é possível aplicar em
tubos retos. Esse fenômeno de laminarização, também descrito por alguns autores,
como um efeito de estabilização dos tubos helicoidais (Taylor, 1929; Ito, 1987;
Yamamoto et al., 1998), foi demonstrado por Sreenivasan e Strykowsky (1983) através
da introdução de um corante na entrada de um tubo com uma parte retilínea e seu
prolongamento em formato helicoidal. Foi observado nesse estudo, que o corante se
dispersa rapidamente numa faixa de Reynolds em torno de 4000, indicando o fluxo
turbulento na seção retilínea do tubo, e após a entrada e passagem pela seção helicoidal,
o fluxo torna-se completamente laminar na quarta helicóide, indicando o estado laminar
do fluxo para o prolongamento helicoidal do tubo.
Ainda não está exatamente claro como o efeito da curvatura funciona para suprimir a
turbulência em helicóides. Certamente, a aceleração das linhas do fluxo próximas às
paredes internas da helicóide propicia essa laminarização do movimento (Webster e
Humphrey, 1993).
26
Devido a esse fenômeno, foram estabelecidos três regimes fundamentais de fluxo para
helicóides, com valores quatro vezes maiores em relação a tubos retilíneos (Elmaleh e
Jabbouri, 1991; Webster e Humphrey, 1997). Para Re<2300, o fluxo na helicóide é
laminar e para Re>8000, há flutuações turbulentas no fluxo de entrada que são
amortecidas completamente ou bastante significativamente na helicóide, dependendo do
número de Reynolds. Porém, quando aplicado no fluxo através de uma helicóide, a
expressão “transição para turbulento” como se aplica no fluxo em tubos retos é
inapropriado, ou, pelo menos, ambíguo. Portanto, para facilitar a discussão, muitos
autores se referem como regime de transição, para essa faixa de Re entre 2300 e 8000.
A Tabela 2 mostra os regimes de fluxo para um tubo linear e para um tubo helicoidal.
Tabela 2. Classificação dos regimes de fluxo para tubos lineares e helicoidais.
Regime Tubo reto (Re) Tubo helicoidal (Re)
Laminar
Transição
Turbulento
< 2100
2100 - 4000
> 4000
< 2300
2300 - 8000
> 8000
Um tubo helicoidal é construído pelo enrolamento de um tubo de diâmetro 2a ao redor
de um cilindro de diâmetro c. A curvatura (
δ) e a torção (τ), Equações (17) e (18)
respectivamente, são os dois principais parâmetros adimensionais relacionados com (a,
b, c) que apresentam grande influência na hidrodinâmica do fluxo em tubos helicoidais
(Yamamoto, Yanase e Yoshida, 1994).
δ =
22
cb
ac
+
(17)
τ =
22
cb
ab
+
(18)
O parâmetro de torção é dado pela Equação (19)
βo =
δ
λ
2
(19)
27
onde, λ é a razão entre a torção e a curvatura, como definido pela Equação (20)
(Yamamoto et al., 2002).
δ
τ
λ
= (20)
Um grande número de estudos tem investigado esse fenômeno através de teorias e
numericamente para distintos tipos de fluxo e vários tipos de dutos (Ito, 1987; Yanase,
Goto e Yamamoto, 1989; Tuttle, 1990; Liu e Masliyah, 1993; Yamamoto, Yanase e
Yoshida, 1994; Yanase, Yamamoto e Yoshida, 1994; Webster e Humphrey, 1997;
Yamamoto, Yanase e Jiang, 1998; Yamamoto et al., 2002; Cioncolini e Santini, 2006).
Porém, há pouquíssimas investigações experimentais desses fluxos em unidades
helicoidais, especialmente na avaliação dessas unidades como floculadores ou
floculadores-flotadores em escala industrial (Carissimi e Rubio, 2005).
3.6. Processos convencionais de agregação (coagulação-floculação)
Três tipos de unidades para agregação são empregados no tratamento de águas e
efluentes: hidráulicos, mecânicos e pneumáticos (Sincero et al., 2003). As unidades
hidráulicas aproveitam a energia cinética que o fluxo adquire ao escoar por um conduto,
para agitação da massa líquida. Ainda, conforme o sentido da corrente hídrica, no
interior das câmaras, os reatores hidráulicos subdividem-se em: fluxo horizontal, fluxo
vertical e fluxo helicoidal. Os reatores mecânicos necessitam agitadores para promover
a mistura. Os reatores pneumáticos empregam ar para promover a agitação. Maior
detalhamento sobre os diversos processos de agregação e modelos comumentes
empregados em estações de tratamento pode ser encontrado em Ritcher e Neto (1991),
Vianna (1997) e Carissimi (2003). A Tabela 3 ilustra a classificação geral dos
floculadores.
28
Tabela 3. Classificação geral dos floculadores.
Tipo Classificação Exemplo
a) Hidráulicos 1.Fluxo Horizontal
2.Fluxo Vertical
3.Fluxo Helicoidal
Chicanas intercaladas de forma
transversal ao tanque
Chicanas intercaladas acima e
abaixo, no tanque
Tanque com dispositivos de entrada
e saída em sentidos opostos
b) Mecânicos 1.Rotativos
2.Alternados
Palhetas giratórias de eixo
horizontal ou vertical
Palhetas oscilantes
c) Pneumáticos Difusores de ar
3.7. Processos convencionais de separação sólido-líquido por sedimentação
As unidades de separação por sedimentação são denominadas de sedimentadores, sendo
que o objetivo é a sedimentação de sólidos que ocorre por forças gravitacionais e, caso
necessário, com a adição de agentes de agregação (coagulantes e/ou polímeros
floculantes). Nesse item serão abordados os principais sistemas gravitacionais de
separação aplicados no tratamento físico-químico de águas e efluentes, que são
subdivididos em duas grandes categorias: sedimentadores de fluxo horizontal e
sedimentadores de alta taxa. Nesse tópico, não serão levados em consideração os
decantadores secundários aplicados em sistemas de tratamento biológicos.
3.7.1. Sedimentadores de fluxo horizontal
A sedimentação com fluxo horizontal ocorre em tanques retangulares ou circulares, no
qual a massa líquida se movimenta de um ponto a outro com uma velocidade v
0
,
enquanto as partículas sedimentam com uma velocidade v
S
. Podem ser definidas quatro
zonas em um tanque de sedimentação: a) entrada ou turbilhonamento, b) sedimentação,
c) lodos ou repouso e d) saída ou ascensão, como mostra a Figura 6.
29
Entrada
Descarga de lodo
Saída
Zona de
turbilhonamento
Zona de
sedimentação
Zona de ascensão
Entrada
Descarga de lodo
Saída
Zona de
turbilhonamento
Zona de
sedimentação
Zona de ascensão
Figura 6. Zonas de um sedimentador.
A zona de entrada ou turbilhonamento é o ponto de entrada da água após a agregação
das partículas, onde ocorre certa agitação das partículas. De acordo com Arboleda
(1973) essa é a zona mais importante do sedimentador. O fluxo hidráulico normalmente
apresenta um gradiente de velocidade de 20-40 s
-1
, e passa para o tanque de
sedimentação com um gradiente de velocidade menor que 1 s
-1
, para evitar grandes
perturbações nas linhas de fluxo. Na zona de sedimentação, as partículas sedimentam
independentemente uma das outras (sedimentação discreta), quando a concentração
destas no fluxo não excede um determinado limite crítico. A velocidade horizontal ideal
do fluxo está abaixo de 20mh
-1
. A zona de lodos ou repouso é o local no qual ocorre
acumulação de lodo, e em condições ideais de operação (G adequado), não sofre
influência das linhas de fluxo. A zona de saída determina a proporção de partículas que
podem ser resuspendidas no fluxo. No entanto, essas perturbações afetam somente a
massa de água que está na saída do sedimentador; em contrapartida, as da entrada
podem afetar toda a massa líquida.
Outro parâmetro importante nos sedimentadores de fluxo horizontal é a relação
comprimento e largura, normalmente adotada entre 3 e 4. Comprimentos relativamente
pequenos dificultam a boa distribuição da água e comprimentos grandes podem resultar
em velocidades longitudinais elevadas que causam o arraste das partículas agregadas
(Richter e Netto, 1991). A taxa de aplicação nesse tipo de sedimentador oscila entre 0,8
e 2,5 m
3
m
-2
h
-1
.
30
3.7.2. Sedimentadores de alta taxa
Os sedimentadores de alta taxa são um aperfeiçoamento dos sedimentadores
desenvolvidos a partir de 1915, com fundos múltiplos, que surgiram baseados em
experiências desenvolvidas por Hazen em 1904, que mostraram que a eficiência do
tanque de sedimentação dependia de sua área e não de sua profundidade. Dessa forma,
uma subdivisão horizontal produziria uma superfície dupla para receber os sedimentos,
em lugar de uma única, e duplicaria a capacidade de trabalho. Assim, se o tanque fosse
interceptado por uma série de bandejas horizontais, em um grande número de células de
pouca profundidade, haveria um grande aumento da eficiência de sedimentação (Figura
7). Entretanto, ainda consistia um problema prático de limpeza do lodo remanescente
nas placas desses decantadores, que foram resolvidos com o surgimento dos
sedimentadores Pulsator.
Figura 7. Sedimentador de alta taxa. (Fonte: Richter e Netto, 1991).
O sedimentador Pulsator, mostrado na Figura 8, é empregado em muitos processos
industriais, inclusive no tratamento de água, para acelerar a sedimentação dos sólidos,
comparativamente, ao processo de sedimentação simples. Consiste basicamente de um
tanque de fundo plano ou inclinado provido, em sua base, de uma série de tubos
perfurados que permitem a distribuição uniforme da água, após o recebimento dos
reagentes químicos para agregação. Na parte superior é provido de uma série de tubos
31
perfurados ou canaletas, nas quais ocorre o extravasamento da água decantada e se evita
qualquer irregularidade de velocidade nas diferentes partes do equipamento. A
alimentação de água na parte inferior ocorre de maneira descontínua, e para isso são
utilizados diferentes métodos. Tais métodos consistem em armazenar, durante um
tempo determinado, certo volume de água bruta que é introduzida em seguida no
equipamento na forma mais rápida possível.
Figura 8. Sedimentador Pulsator. (Fonte: Richter e Netto, 1991).
O procedimento mais econômico para efetuar esta operação consiste em introduzir a
água (após ocorrida a agregação) em uma câmara, onde é aspirado o ar com o uso de um
equipamento especifico que extrai uma vazão de ar sensivelmente igual a metade da
vazão máxima de água a ser tratada. Essa câmara se comunica com o coletor inferior do
decantador. Nessas condições o nível de água aumenta progressivamente na câmara.
Quando uma altura compreendida entre 0,60 e 1,50 m acima do nível do sedimentador é
alcançada, ocorre uma abertura brusca de uma válvula de comunicação da câmara com a
atmosfera por meio de um relé elétrico. A pressão atmosférica atua imediatamente sobre
32
a água armazenada na câmara, produzindo um esvaziamento desta e a água penetra no
sedimentador em velocidade elevada. O esvaziamento deve ser suficientemente rápido
para evitar que se deposite lodo no fundo do decantador, porém não excessivamente
rápido, para não produzir turbulências na zona de sedimentação. A distribuição de água
no fundo do decantador ocorre através de tubulações de seção grande, com o objetivo de
reduzir a perda de carga. Os orifícios das ramificações são dispostos de forma a
distribuir a água de uniformemente no fundo do sedimentador, durante o esvaziamento
da câmara. Assim, forma-se na metade inferior do sedimentador um leito de lodo
homogêneo, mantidos em suspensão (de baixo para cima) durante o esvaziamento da
câmara e de cima para baixo durante o período de repouso. O volume do leito de lodo
aumenta com a chegada de novos agregados carreados pela água, e por conseqüência
seu nível ascende regularmente. Quando um determinado volume é alcançado, torna-se
necessário realizar a limpeza, com a retirada do excesso de lodo.
Dessa forma, certas zonas do sedimentador possuem compartimentos inclinados, onde é
concentrado e recolhido o lodo. As purgas são realizadas de forma intermitente,
mediante abertura de válvulas. Essa é uma das vantagens desse tipo de sedimentador,
pois dispensa o uso de raspagem mecânica de lodos, que tendem a romper os agregados
formados. A introdução de placas planas ou onduladas dispostas em diagonal na zona
de sedimentação melhora a qualidade dá água. Assim, os agregados menores que
ascendem através do leito de lodo podem se depositar sobre essas placas e a adesão
nestas permite deslizar e descer novamente ao leito de lodo (Degrémont, 1973; Richter e
Netto, 1991).
3.8. Processos convencionais de separação sólido-líquido por flotação
Os processos de flotação podem ser classificados de acordo com o método de geração
de bolhas. Baseado nos métodos convencionais de geração de bolhas tem-se os
seguintes processos de flotação: Eletro-Flotação, Flotação por Ar Dissolvido (FAD) e
Flotação por Ar Induzido (FAI).
3.8.1. Eletro-Flotação
A eletro-flotação é um método no qual as bolhas são geradas pela eletrólise da água, que
flui entre dois eletrodos, sendo reduzida para hidrogênio no cátodo e oxidada em
oxigênio no ânodo. Esse processo consiste em quatro etapas básicas: i) geração das
bolhas de gás, ii) contato entre as bolhas de gás e as partículas (ou gotas de óleo), iii)
33
adsorção das bolhas de gás na superfície das partículas, e iv) as bolhas de gás e as
partículas (ou gotas de óleo) ascendem para a superfície. A taxa de flotação depende de
muitos parâmetros, tais como: densidade da corrente, tensão superficial entre a água, as
partículas e as bolhas de gás, o diâmetro das bolhas de gás, o tamanho e a distribuição
de tamanho das partículas, o tempo de residência da água na célula eletrolítica e no
tanque de flotação, potencial zeta da partícula e da bolha de gás, temperatura e pH
(Koren e Syversen, 1995; Murugananthan et al., 2004; Chen, 2004).
A formação de bolhas extremamente finas e uniformes é uma das grandes vantagens
desta técnica, principalmente para a remoção de colóides e nanopartículas, onde a
turbulência não é desejada. O diâmetro médio das microbolhas obtidas por um eletrodo
de grafite, por exemplo, varia de 17,1 a 37,9 micrômetros (Crespilho e Rezende, 2004).
Alguns fatores que influenciam o tamanho destas bolhas são: densidade, temperatura,
curvatura dos eletrodos, material dos eletrodos e pH do meio, sendo a trajetória das
bolhas extensamente afetada pela hidrodinâmica e posição dos eletrodos na célula de
flotação.
De acordo com Torem e Casqueira (2003), a eletroflotação mostra-se competitiva em
relação à sedimentação e à outras tecnologias de flotação (como por exemplo, a flotação
por ar dissolvido e a flotação por ar induzido), em aplicações na área de remoção de
óleos emulsificados em água e remoção de sistemas coloidais assim como íons,
pigmentos e fibras da água. Entretanto, como principais desvantagens destacam-se a
necessidade de substituição periódica dos eletrodos consumíveis, custos com
eletricidade, necessidade de elevada condutividade em águas de processo, menor
capacidade de tratamento em relação à outras técnicas de flotação e elevado volume de
lodo gerado (Rangel et al., 2005a e 2005b; Pino et al., 2006).
3.8.2. Flotação por ar dissolvido (microflotação)
O processo de flotação por ar dissolvido (FAD) surgiu em meados da década de 20 para
recuperação de fibras na indústria do papel. Atualmente, é amplamente empregado nas
indústrias do papel, de processamento de alimentos, petroquímica, unidades de
tratamento de água potável, sistemas de espessamento de lodos industriais e municipais,
e, gradativamente novas aplicações estão sendo incorporadas na indústria mineral para a
recuperação de partículas minerais finas (< 13 micrômetros) (Solari, 1981; Rodrigues e
Rubio, 2007).
34
No processo FAD, o ar é dissolvido em água em um saturador sob pressão e esta água
saturada com ar é injetada à pressão atmosférica, através de uma válvula agulha,
constrição do tipo venturi ou uma placa de orifício no tanque contendo o efluente que se
deseja tratar. Quando a pressão no fluxo de água saturada é reduzida, o líquido fica
supersaturado e o ar em excesso é liberado sob a forma de pequenas bolhas
(microbolhas de 30-70 µm de diâmetro) que aderem à fase em suspensão (partícula ou
gotículas), flotando-as à superfície (Figura 9). As variáveis que determinam a eficiência
do processo são, entre outras: a dissolução de ar na água, que controla a disponibilidade
de ar para a flotação (“hold up”); a redução de pressão, que influencia na formação das
microbolhas (tamanho e número); e a colisão-adesão bolha-partícula, que determina a
flotação (Bratby e Marais, 1975). A Figura 9 mostra um sistema de flotação por ar
dissolvido.
Flo
t
ado
Reciclo
Rea
g
entes
Flocula
ç
ão
Água
Trat
a
d
a
Efluente
Célula de Flota
ç
ão
A
r
Saturado
r
Figura 9. Sistema de flotação por ar dissolvido (FAD).
A flotação depende muito das características superficiais/interfaciais do sistema
partículas e bolhas. Portanto, reagentes hidrofobizantes, coagulantes, floculantes e
modificadores de carga desempenham importante papel na otimização de vários
microprocessos envolvidos. A flotação de partículas em suspensão é, portanto, um
35
fenômeno cinético composto por diversas etapas. A Equação 21 descreve um modelo
probabilístico desta tecnologia (Rubio et al., 2001).
Pf = Pc
.
Pa
.
Pp
.
Pr
.
Pn
.
Po
.
Parr (21)
Onde:
Pf = probabilidade de flotação,
Pc = probabilidade de colisão,
Pa = probabilidade de adesão,
Pp = probabilidade de permanência (resistência),
Pr = probabilidade de remoção ou coleta (do produto flotado),
Pn = probabilidade de nucleação ou geração de bolhas em interfaces sólido ou
líquido/solução
Po = probabilidade de oclusão (aprisionamento) de bolhas em agregados (coágulos ou
flocos) em formação
Parr = probabilidade de arraste
Pc (Probabilidade de colisão):
Basicamente controlado pela hidrodinâmica do sistema. Não existe uma teoria
quantitativa que inclui ao mesmo tempo a influência da concentração de sólidos,
distribuição de tamanho de bolhas e partículas, sob condições de regime laminar ou
turbulento.
Experimentalmente tem sido possível medir esta “probabilidade” através de Ec =
Eficiência de colisão. Este parâmetro é igual a razão entre a massa de partículas
disponíveis para a colisão localizadas acima da bolha e dentro de uma coluna com um
raio "crítico", rc, (em relação ao centro da bolha) e a massa das partículas que colidiram
realmente. Define a capacidade de uma bolha de "capturar", (coletar) partículas dentro
de rc (Figura 10).
36
d
p
d
b
r
c
Figura 10. Fenômeno de “captura” (colisão + adesão) de partículas de diâmetro d
p
por
bolhas de diâmetro d
b
dentro de um raio crítico r
c
.
A probabilidade de colisão é, portanto, função do movimento relativo de partículas e
bolhas, controlado pelos seguintes fatores:
1. Fd, força de cisalhamento produzido pelo movimento relativo entre o líquido
e as partículas;
2. g, força de atração gravitacional com maior importância para partículas
densas, de tamanho intermediário e partículas grossas;
3. A inércia e/ou momentum das partículas (partículas grossas);
4. A difusão ou movimento browniano (partículas ultrafinas).
Pa (Probabilidade de Adesão):
O processo de adesão envolve as seguintes etapas:
1. Indução, tempo que leva após da colisão de se localizar no ponto onde ocorre
a adesão propriamente dita. ti = tempo de indução é da ordem dos milisegundos e
depende do ângulo de contato Ø, das forças interfaciais e da energia de colisão e inclui
o adelgaçamento inicial do filme ou película líquida.
2. Ruptura do filme ou película líquida. tr = tempo de ruptura é da ordem de
microssegundos e depende basicamente do ângulo de contato.
37
3. Deslocamento do filme até o ponto de equilíbrio (restauração do equilíbrio)
(ou tempo de expansão da linha trifásica). O tempo td de deslocamento do filme é da
ordem dos milisegundos e depende do Ø, do tipo de tensoativo e da rugosidade
(roughness) das partículas.
A "captura", portanto, aumenta com a diminuição do tamanho de bolhas e com o
aumento do tamanho de partículas, depende do fluxo da área superficial de bolhas
disponível (lifting power), de parâmetros hidrodinâmicos (peso no campo gravitacional,
pressão hidrostática e capilaridade, tensão, compressão e forças de cisalhamento),
fatores termodinâmicos associados à interação hidrofóbica entre bolhas e partículas e de
fatores cinéticos como a energia mínima de colisão para destruir a camada líquida de
água que antecede a adesão.
Pp (Probabilidade de Permanência ou Resistência na Levitação)
Este fator inclui os subprocessos que seguem à captura, ou seja, os de ascensão das
unidades bolhas-partículas e sua recuperação como lodo ou produto flotado. Dois são os
principais fatores nesta etapa: um fator relacionado com a resistência ao cisalhamento
na ascensão entre as próprias partículas, e outro, com o fenômeno de ruptura via colapso
das unidades bolhas-partículas. Nesta capacidade de transferência, influem o tamanho
dos flocos ou coágulos formados (quanto maior, menor é a probabilidade de permanecer
no produto flotado), a concentração de sólidos, viscosidade e densidade da polpa, a
altura da camada flotada, a turbulência, fricção, velocidade de ascensão das bolhas e o
tipo de célula, convencional ou coluna.
Pr (Probabilidade de Remoção ou Coleta)
Esse fator é controlado por fatores termodinâmicos (hidrofobicidade ou ângulo de
contato, Ø), pelos diâmetros das partículas e bolhas, pelo arraste dos sistemas de coleta
(raspadores) do material flotado e por parâmetros físicos, como a viscosidade-rigidez
(teor de sólidos) do produto flotado.
Na FAD, particularmente, além dos mecanismos já citados inclui-se a nucleação ou
precipitação de gases dissolvidos em líquidos diretamente sobre a superfície das
partículas. Ainda ocorrem os mecanismos de aprisionamento das microbolhas no
38
interior de agregados de partículas (flocos) e de simples arraste mecânico por parte de
uma frente (leito) de pequenas bolhas em ascensão (Figura 12).
Pn (Probabilidade de nucleação ou geração de bolhas em interfaces sólido ou
líquido/solução)
Este fator depende da concentração de ar dissolvido na água (P e temperatura no
saturador no caso da FAD), do tempo de residência, da ineficiência de geração de
bolhas nas constrições de fluxo empregadas e da concentração de sólidos (ou gotículas
no caso de óleos) presentes no sistema (vide Figura 11).
Figura 11. Nucleação e crescimento de uma microbolha na superfície de uma partícula
de quartzo recoberta com dodecilamina (coletor). (Rodrigues e Rubio, 2007)
Po (Probabilidade de oclusão (aprisionamento) de bolhas em agregados (coágulos
ou flocos) em formação)
Depende do grau de agregação e da taxa agregados/bolhas, do tempo de residência, do
tamanho médio das microbolhas e do grau de turbulência no sistema.
Parr (Probabilidade de arraste)
É função da relação entre o “empuxo” das bolhas em ascensão e a densidade dos
agregados suspensos ou em fase de sedimentação.
39
θ
Colisão bolha – partícula
Adesão e formação do
ângulo de contato
1 – C
OLISÃO E ADESÃO
2 – F
ORMAÇÃO DE BOLHAS NA SUPERFÍCIE DAS PARTÍCULAS
Formação
do núcleo
Formação do ângulo
de contato
Crescimento da
bolha
θ
3 – A
PRISIONAMENTO DE BOLHAS EM FLOCOS
4 – CAPTURA OU ARRASTE DE SÓLIDOS POR BOLHAS
Figura 12. Fenômenos de colisão, adesão, nucleação e captura de partículas e agregados
por microbolhas (Rubio
et al., 2002).
Os sistemas de flotação por ar dissolvido podem ser classificados de acordo com os
métodos de dissolução do ar utilizados em sistemas de compressão total do efluente (no
qual todo o fluxo de alimentação é submetido à pressão), sistemas de compressão
parcial do efluente, e sistema de compressão do reciclo de parte do efluente clarificado
(Solari, 1981). As microbolhas geradas na FAD ascendem em um fluxo laminar,
comportando-se como esferas rígidas e obedecendo a lei de Stokes. Exemplos dos
valores calculados em mh
-1
para a velocidade de ascensão de bolhas de distintos
diâmetros são os mostrados na Tabela 4.
Tabela 4. Velocidades de ascensão para diversos tamanhos de bolhas.
Diâmetro médio de bolhas, µm Velocidade de ascensão, mh
-1
<20 <1
50 5
100 20
1000 720
A Tabela 4 mostra que, para bolhas da ordem de 100 µm de diâmetro (limite máximo
encontrado na FAD) a velocidade é de 20 mh
-1
, enquanto que para bolhas geradas na
40
FAI (1000 µm, por exemplo) o valor teórico é de 720 mh
-1
. Isto implicaria que a taxa de
aplicação da FAI pode ser da ordem de 360 vezes maior que na FAD.
Na prática, entretanto, as células FAD nunca são tão grandes em função do fato que as
partículas a serem flotadas são "agregados", flocos ou coágulos aerados, que apresentam
uma densidade muito baixa e uma alta taxa de ascensão (> 100 mh
-1
). Assim, a
nucleação o aprisionamento e o arraste pelas bolhas são fundamentais na taxa de
aplicação real a ser utilizada. Portanto, a velocidade real de ascensão dos agregados
depende do tamanho, massa específica, razão ar-sólidos, temperatura, forma e
hidrofobicidade dos agregados, da presença ou não de polímeros floculantes (flocos)
bem como do grau de turbulência do sistema.
Por exemplo, agregados (flocos poliméricos aerados) da ordem de 1000 µm (diâmetro)
ascendem com uma velocidade mínima de aproximadamente 100 mh
-1
, dependendo da
taxa (mássica) ar/sólidos (Carissimi e Rubio, 2005). Assim, a otimização do processo
FAD (cinética) é função do tamanho e densidade alcançados pelos agregados, sendo que
o tipo e concentração (na floculação) de polímeros floculantes é de fundamental
importância. Entretanto, o fato permanece e as células FAD continuam a serem maiores
que as unidades FAI, células Jameson (a jato), Microcel ou hidrociclones tipo Miller
(Rubio
et al., 2002).
Para alcançar taxas tão elevadas, os equipamentos de flotação precisam superar
problemas hidrodinâmicos tais como o arraste de partículas (ou agregados bolha-
partícula) pelo fluxo descendente e formação de curtos-circuitos, relacionados com a
elevada turbulência (elevados números de Reynolds). Uma das soluções mais
difundidas para amenizar estes problemas tem sido a instalação de dispositivos tais
como lamelas, cujo objetivo é “tranquilizar” o fluxo, reduzindo o diâmetro
característico e, por consequência, o tamanho dos turbilhões que atingem o fundo dos
tanques de flotação (Kiuru, 2001).
Outro problema frequente está relacionado com deficiências na etapa de captura, onde
ocorre a colisão bolha partícula, em função do cisalhamento em velocidades elevadas e
pequena probabilidade de contato em velocidades mais baixas. Alguns autores sugerem
a divisão das câmaras de contato e de separação sólido-líquido, reduzindo estas
dificuldades operacionais das células convencionais.
41
3.8.3. Flotação por ar induzido (macroflotação)
O processo de flotação por ar induzido (FAI) foi introduzido no tratamento de efluentes
oleosos no final dos anos 60, entretanto, vem sendo usado no beneficiamento de
minérios desde 1900. Este sistema consiste de uma câmara de flotação e um sistema
impulsor de alta velocidade de rotação, que cisalha o ar formando bolhas com diâmetro
entre 400 e 2000
µm (Figura 13). O regime hidrodinâmico turbulento, a alta cinética de
flotação e a elevada razão ar-líquido são as principais características do processo FAI.
Rotor
Estator
Produto
Efluente
Ar
Produto
Figura 13. Célula de flotação por ar induzido (FAI).
A diferença fundamental entre os sistemas FAI e FAD é o mecanismo no qual as bolhas
de ar são introduzidas no líquido. No sistema FAI padrão, o impulsor, girando a alta
velocidade, induz uma grande quantidade de ar na suspensão, produzindo bolhas de um
tamanho maior que as produzidas na FAD. No sistema FAD, as bolhas são geradas pela
supersaturação de ar na água. Outra diferença entre estes sistemas é que a FAI pode ser
caracterizada como um dispositivo de condições hidrodinâmicas turbulentas, baixo
tempo de detenção e que emprega quantidades elevadas de ar. No sistema FAD, as
condições hidrodinâmicas são tranqüilas, o tempo de detenção é maior e utiliza-se um
volume relativamente pequeno de ar (Rosa, 2002).
As principais aplicações na área ambiental estão no tratamento de águas oleosas,
efluentes líquidos da indústria de laticínios, abatedores, galvanoplastia, remoção de
algas de águas naturais e remoção de hidrocarbonetos de solos contaminados. Nesses
42
casos, a aplicação da FAI foi avaliada conjuntamente com a célula Jameson, um tipo
especial de FAI (Jameson, 1999).
3.9. Processos emergentes de agregação/separação sólido-líquido
Para que a floculação seja eficiente, é necessário que as partículas estejam em contato,
umas às outras. A floculação melhora consideravelmente com a agitação do líquido em
condições hidrodinâmicas adequadas. Ainda, as possibilidades de encontro entre as
partículas aumentam consideravelmente com o aumento de sua concentração na água
(Degrémont, 1973). Ainda, baseados no atual conceito de aumento da capacidade de
processamento, as principais técnicas emergentes de tratamento de águas e efluentes
são: Flotação Jameson, Flotação centrífuga, Flotação por cavitação de ar, Floculação-
Flotação e o Reator Gerador de Flocos.
3.9.1. Flotação Jameson ou flotação a jato
Esta célula vem sendo aplicada na área de tratamento de efluentes líquidos, na
purificação de eletrólitos de plantas de extração por solventes e eletro deposição
(Jameson, 1999). Neste sistema, o ar e a solução aquosa são misturados no topo de um
tubo vertical, chamado de tubo de descida, onde se encontra o autoaspirador tipo
venturi. A mistura desce em concorrente, descarregando num tanque-reator aberto (zona
de separação) onde os agregados de bolhas de ar-partículas (ou gotas de óleo) ascendem
à superfície onde são purgados em intervalos regulares de tempo, enquanto que a
solução aquosa tratada é descarregada de forma contínua na parte inferior.
Santander (1998) estudou a separação de óleos emulsificados por flotação Jameson.
Esse autor desenvolveu um sistema de flotação Jameson modificado, baseado na
otimização das condições hidrodinâmicas da floculação/coalescência e minimizando
problemas de curto circuito. A eficiência deste novo processo é da ordem de 97 %, com
capacidade de tratamento de 24 m
3
m
-2
h
-1
, no tratamento de águas oleosas.
3.9.2. Flotação Centrífuga
O separador e contator pode ser um hidrociclone ou um simples cilindro. A aeração
ocorre tanto pela injeção de ar (ou por sucção), através de constritores de fluxo, tais
como misturadores estáticos.
43
Na flotação ASH (
Air Sparged Hydrocyclone), classificado como uma unidade de
flotação centrífuga, o efluente é alimentado tangencialmente através do cabeçal de
ciclone convencional dentro de um tubo poroso, o qual desenvolve um fluxo em
redemoinho de certa espessura na direção radial. A alta velocidade do fluxo cisalha o ar
injetado pela parede do tubo poroso em pequenas bolhas que deslocam-se rapidamente
para a parte central do cilindro. As partículas colidem com essas bolhas e, após
aderirem, são transportadas radialmente para o material flotado na região axial. O
material flotado formado é suportado pelo pedestal e move-se verticalmente ao longo do
eixo do ciclone na direção do tubo de saída superior, sendo descarregado. A água
tratada é descarregada pelo fundo através de uma abertura anelar situada entre a parede
do tubo e o pedestal (Beeby e Nicol, 1993).
Nos últimos anos, a flotação ASH tem sido objeto de pesquisa em vários campos além
da indústria mineral, tais como a indústria do papel, alimentícia, petroquímica, etc. A
alta capacidade de processamento do ASH, de 100 a 300 vezes a capacidade de uma
célula de flotação convencional, deve-se ao curto tempo de residência, menos de um
segundo em um sistema de 2 polegadas. A deficiência apresentada pelo ASH é a
geração de um fluxo de saída superior (material flotado), com grande quantidade de
água e baixas concentrações de particulados. O
Bubble Accelerated Flotation (BAF), no
qual usa o conceito de contator-separador com tempo de detenção no contator muito
curto, é uma evolução da tecnologia ASH e não incorpora o pedestal que restringe a
saída inferior e força o material flotado a se mover em direção a saída superior,
permitindo uma maior facilidade e controle operacional. O processo de flotação é
completado fora da câmera de bolhas no tanque de separação BAF (Owen
et al., 1999).
3.9.3. Floculação-Flotação (FF
®
)
O processo de Floculação-Flotação (denominado FF
®
) é uma técnica do Laboratório de
Tecnologia Mineral e Ambiental (LTM) da UFRGS, com registro de patente (nº INPI:
PI 0006390-8) e que foi desenvolvido para o tratamento de águas oleosas de refinarias
de petróleo. Consiste numa técnica de floculação pneumática em linha, seguida de
separação via flotação. Difere dos sistemas convencionais principalmente com relação a
forma como é realizada a floculação e a formação do floco. No processo FF
®
a agitação
para promover a floculação é proporcionada pela injeção de ar no fluxo contendo o
efluente e o polímero floculante, e a passagem desta mistura ar-água (bifásica) por
misturadores instalados em linha. A circulação deste fluxo heterogêneo pelos
44
misturadores gera uma alta turbulência e uma mistura do tipo fluxo pistão (
plug-flow).
Nesse sistema, além da floculação ser favorecida, ocorre a dispersão do ar injetado sob
forma de pequenas bolhas que se aderem e/ou aprisionam-se ao floco durante a sua
formação, criando-se grandes flocos aerados que “flutuam” e são separados facilmente
na célula de flotação. O excesso de ar sai da câmara de flotação (separador centrífugo)
pela parte superior, e os flocos são flotados num tempo de residência curto, da ordem de
segundos (Rosa, 2002; Rosa e Rubio, 2005). A Figura 14 mostra o processo de
floculação-flotação empregado para o tratamento de efluentes oleosos.
Fee
d
Polymer
Air
Floated
Product
Treated
Water
Pum
p
Flocculato
r
Flotation
Cell
Centrifugal
Separator
Settled
Particles
Air
Floculador
Bomba
Célula d
e
Flotação
Alimentação
Polímero
Ar
Flotado
Eventual
Sedimentação
Á
gua
Tratada
Ar
Separador
Centrífugo
Figura 14. Processo de Floculação-Flotação para tratamento de efluentes oleosos.
Atualmente, esse processo foi adaptado e vem sendo comercializado industrialmente
para o tratamento e reúso de água de lavagens de veículos (carros, ônibus e peças de
aviões), com agitação mecânica (rápida e lenta), e a introdução de microbolhas FAD na
zona de captura das células. Tais modificações viabilizam uma maior flexibilidade
operacional do equipamento e adequação para cada caso de água residuária a ser tratada.
`
45
4. Experimental
4.1. Reator Gerador de Flocos (RGF): Concepção e antecedentes técnicos
Configurações curvas de tubos circulares são muito empregadas em trocadores de calor,
reatores químicos, unidades de osmose reversa, membranas de oxigenação de sangue,
polimerização enzimática, etc. Essas unidades helicoidais de mistura apresentam
enormes vantagens em relação à sistemas retilíneos ou misturadores mecânicos,
principalmente pelas características hidrodinâmicas (maior número de Reynolds e maior
gradiente de velocidade) e pela existência de um fluxo secundário. Esse fluxo apresenta
uma ação de forças centrípetas, com um movimento ao longo das paredes e próximo ao
centro do tubo, aumentando a resistência ao escoamento (Streeter, 1961; Berger
et al.,
1983; Agrawal e Nigam, 2001; Gregory, 1988; Elmaleh e Jabbouri, 1991; Ødegaard
et
al.
, 1992; Buchanan et al., 1998).
A avaliação de sistemas curvos empregados industrialmente e a análise dos distintos
equipamentos de agregação usados nas estações de tratamento de águas e efluentes
citados por Carissimi (2003), permitiu o projeto e a concepção um sistema de agregação
hidráulica em linha com regime pistonado, denominado de Reator Gerador de Flocos –
RGF. A Figura 15 mostra a curva de resposta gerada pela introdução instantânea de um
traçador (azul de metileno) para determinação do regime de escoamento axial do RGF.
O pulso mostrado apresenta um espalhamento lento do traçador, na vazão de
alimentação de 3 Lmin
-1
, e o tempo de 25 segundos denota o tempo de residência do
traçador no interior do RGF (Carissimi, 2003).
46
0
2
4
6
8
10
12
0 10203040506070
Tempo, s
[Azul de Metileno], mgL
-1
Figura 15. Curva de resposta do traçador ao longo do RGF. Condições: vazão de
alimentação = 3 Lmin
-1
, [AM] = 10000 mgL
-1
; RGF com comprimento de 12 m e
diâmetro de 2,5 cm.
O RGF
®
consiste num reator de mistura helicoidal em linha para a agregação e
separação sólido-líquido de partículas em suspensão, desenvolvido como parte deste
trabalho de pós-graduação, no Laboratório de Tecnologia Mineral e Ambiental (LTM)
da UFRGS, com registro de patente (nº INPI: PI 0406106-3). A agitação necessária para
dispersão do agente de desestabilização e geração dos agregados é realizada com o
aproveitamento da energia cinética do fluxo hidráulico ao longo do reator tubular
helicoidal.
Uma unidade (semi-piloto) do RGF é mostrada na Figura 16; sendo constituída por um
tubo de poliuretano transparente com diâmetro interno de 0,0125 m envolto na parte
externa de uma coluna fixa de polivinil cloreto (PVC), com um raio interno de 0,05 m,
composto por 32 anéis, comprimento de 12 m e volume de 1,2 L, ocupando uma área
superficial de 0,60 m x 0,13 m. Este modelo possui a alternativa de injeção de
microbolhas de ar, geradas através de um sistema de despressurização de ar (tal como
no processo de flotação por ar dissolvido), tornando o reator como um flotador de flocos
aerados (detalhado mais adiante).
47
entrada
efluente + polímero
direção do fluxo
microbolhas
de ar
comprimento
diâmetro
externo
saída
entrada
efluente + polímero
direção do fluxo
microbolhas
de ar
comprimento
diâmetro
externo
saída
Figura 16. Reator Gerador de Flocos (RGF
®
).
O emprego de agregação em linha (canaletas, dutos, tubos) não é uma prática comum,
porém, já existente em algumas plantas industriais, seja pela necessidade prática dos
operadores, otimização de espaço ou pela comercialização por empresas especializadas
no tratamento de águas e efluentes. Um modelo parecido ao RGF, o Floctube™ (vide
Figura 17) apresenta um comprimento pré-determinado de tubulação (não
necessariamente em formato helicoidal) com injeção de reagentes em linha para
formação de agregados (ETS, 2005; Tramfloc, 2005).
Figura 17. Floctube™: unidade de floculação em linha comercializada pela ETS
(Estados Unidos). Fonte:
www.etsenvironmental.com (Acesso em: 10/06/2005).
Entretanto, até hoje, não existe a aplicação de nenhum sistema que propicie a formação
de flocos com bolhas de ar aderidas e aprisionadas no interior ou superfície externa dos
flocos (denominados “flocos aerados”). A eficiência está focada na formação de um
48
agregado com boas propriedades de separação por flotação, ou seja, na formação de
agregados partículas-bolhas que sejam resistentes (Gillies
et al., 2005). O RGF
®
(modelo com microbolhas) possibilitou (em todos os casos investigados até o
momento), a formação de flocos “leves” e resistentes, no qual os flocos aerados são
espontaneamente separados pela flutuação dos mesmos, quando acoplado a uma célula
de separação. A Figura 18 mostra a geração de agregados aerados no RGF mediante a
introdução de microbolhas de ar (30-70 micrômetros) (Rodrigues e Rubio, 2003). Nesse
sistema, além da agregação ser favorecida (maior turbulência), ocorre a dispersão das
bolhas que são aderidas e aprisionadas nos agregados durante a sua formação. Dessa
forma, resulta a geração de agregados aerados que “flutuam” (inverso à sedimentação) e
são mais facilmente separados por flotação (floco-flotação) (vide Figura 19). O RGF
®
,
nesse caso, possui uma dupla função, de servir ao mesmo tempo, como reator de
agregação e contator bolhas/agregados (flotador), doravante denominado de RGF-F
(para a geração de flocos aerados).
Saída do
flotado
Figura 18. Formação de agregados aerados ao longo do RGF-F.
Floculante Ar
Entrada
efluente
Flocos aerados
Sólido
Água
tratada
Ar
Floculante
49
30 mm
Figura 19. Floco aerado formado pela adição de polímero floculante de alto peso
molecular.
Estudos de floculação empregando Fe(OH)
3
, como modelo de suspensão coloidal, em
pH 7,5 e um polímero floculante (poliacrilamida catiônica) foram realizados para
avaliação da eficiência de agregação no RGF
®
. A eficiência de separação sólido-líquido
foi avaliada comparativamente com a velocidade de sedimentação e de ascensão dos
flocos formados no RGF
®
(Figura 20).
0
20
40
60
80
100
120
140
Taxa de separação, mh
-1
246
Vazão de alimentação, Lmin
-1
Ascensão
Sedimentação
Figura 20. Taxa de separação por sedimentação e flotação (ascensão) dos flocos no
RGF
®
em função da vazão de alimentação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
,
[Polímero catiônico] = 5 mgL
-1
, pH 7,5±0,5, taxa de injeção de ar (flotação) = 50%.
50
Os resultados mostraram que para a sedimentação dos flocos, a vazão de alimentação de
4 Lmin
-1
(tempo de residência de 18 s) apresentou as melhores velocidades de
sedimentação (19 mh
-1
). Para a menor vazão de alimentação estudada (2 Lmin
-1
), houve
uma menor eficiência devido à baixa turbulência na formação dos flocos. Para as vazões
de alimentação maiores, a elevada turbulência no sistema contribuiu para a ruptura dos
flocos, reduzindo a taxa de sedimentação.
Os resultados de ascensão dos flocos aerados mostram taxas de separação 6 vezes
superiores em relação à sedimentação dos flocos não aerados nas melhores condições de
agregação. O efeito da vazão de alimentação, nesse caso, não foi tão significativo, e o
reator apresentou velocidades de ascensão de até 112 mh
-1
. Essas taxas de ascensão
elevadas podem ser explicadas em função do volume de ar aprisionado no interior da
estrutura do floco e pelo volume de bolhas aderidas na interface floco/água. Esses
resultados mostram o elevado potencial do RGF
®
como reator de agregação ou flotador-
separador em aplicações que requerem elevadas taxas de separação sólido-líquido.
Estudos desenvolvidos para diferentes taxas de aplicação usando o RGF
®
(escalonamento), foram realizados com a fixação do número de Reynolds (~ 8470) e do
gradiente de velocidade (~ 1800). Tais parâmetros foram previamente investigados
(Carissimi, 2003; Carissimi, Rosa e Rubio, 2005) e apresentaram as melhores condições
hidrodinâmicas para formação de agregados (aerados ou não). Entretanto, a eficiência
de floculação não depende exclusivamente da taxa de cisalhamento empregada ao
sistema ou do tempo de residência, e sim de outros parâmetros condicionados à
geometria do sistema, tais como a curvatura e a torção.
Dessa forma, um maior detalhamento sobre os parâmetros hidrodinâmicos que
influenciam na eficiência de geração de flocos no RGF associados à parâmetros
intrínsecos à geometria deste tipo de reator (curvatura e torção, por exemplo) serão
abordados no presente trabalho. Ainda, aplicações do RGF na desestabilização de óleos
e no tratamento de água para posterior consumo doméstico e no tratamento de efluentes,
tais como águas ácidas de minas e efluentes do processo de lavagem de veículos,
visando o reúso/reaproveitamento de águas serão discutidas ao longo deste trabalho.
Os estudos experimentais, descritos a seguir, foram subdivididos em: Estudos Básicos e
Aplicações. Os Estudos Básicos foram desenvolvidos no Laboratório de Tecnologia
Mineral e Ambiental (LTM) da UFRGS e na Universidade de Utah (EUA) e consistem
na avaliação de parâmetros hidrodinâmicos, parâmetros da geometria do RGF (tais
51
como: curvatura e torção) e avaliação do efeito do tipo de sólido (modelo) empregado
nos estudos de agregação. Os Estudos de Aplicação do RGF (e variantes) foram
realizados no LTM-UFRGS na desestabilização de óleos, no tratamento da água para o
consumo humano, que foi realizado na Estação de Tratamento de Água (São João) de
Porto Alegre. O estudo do tratamento e reúso da água de lavagem de veículos foi
realizado na Empresa de Viação Viamão S.A. e o estudo de aplicação no tratamento e
reúso de águas ácidas de minas foi realizado na boca de uma mina de carvão extinta,
denominada SS-16, localizada no município de Criciúma/SC. O fluxograma da
estruturação experimental deste trabalho é mostrado na Figura 21.
Estudos Básicos:
- Estudos hidrodinâmicos
- Estudo de parâmetros de projeto (curvatura e torção)
Reator
Gerador de
Flocos
Aplicações:
- Aplicação na desestabilização de emulsões oleosas
- Aplicação no tratamento da água para consumo humano
- Aplicação no tratamento e reúso da água de lavagem de
ônibus
- Aplicação no tratamento para reúso da água ácida de uma
mina extinta
Figura 21. Estudo experimental realizado neste trabalho.
4.2. Estudos Básicos
4.2.1. Materiais e reagentes
FeCl
3
anidro (EMD™ - PM 162,21) foi empregado para a geração de precipitados
coloidais, NaOH (AR™) fornecido pela Mallinckrodt Chemicals, para o ajuste de pH e
partículas de carvão (25 a 45 micrômetros). Todas as soluções sintéticas foram
preparadas com água de abastecimento público anteriormente a cada estudo
experimental. Diversas poliacrilamidas (iônicas) foram avaliadas: CD 650 e CP 904 -
catiônico, NF 201 e NF 301 – não-iônico, AF 314 e AF 367 – aniônico, todas fornecidas
pela Hyperfloc™. A poliacrilamida catiônica CP 904 de alto peso molecular foi
52
selecionada (estudos preliminares em teste de jarros) como o polímero de melhor
eficiência para a floculação do precipitado coloidal (Fe(OH)
3
) e das partículas de
carvão. A faixa de tamanho incial dos colóides de Fe(OH)
3
encontrada foi entre 0,4 e
0,04 micrômetros (também reportada por Deng (1997)). Ainda, partículas de carvão
(tamanho entre 25 e 45 micrômetros) foram usadas como modelos de suspensão.
4.2.2. Equipamentos
Nos estudos de caracterização hidrodinâmica do RGF e avaliação comparativa com a
eficiência de geração de flocos com um sistema de mistura completa foram utilizados os
seguintes equipamentos: Balança analítica Sartorius, modelo BP2105. Medidor de pH
Analion, modelo PM608. Agitador mecânico Fisatom, modelo 713 T com rotor em
forma de hélice (diâmetro de 5,5 cm). Opthotacômetro digital eletrônico marca Tako,
modelo HT 1300 para medida da velocidade de rotação do agitador.
Foram projetados e construídos quatro (4) reatores helicoidais (RGF) com capacidade
de 0,3; 1,2; 2,8 e 4,8 m
3
h
-1
, denominados RGF 1, RGF 2, RGF 3 e RGF 4
respectivamente. As características construtivas e o tempo de residência dos reatores são
mostrados na Tabela 5. O RGF 1 foi construído com um tubo de poliuretano e os
demais com tubulação industrial de PVC flexível (modelo Spiraflex, marca Goodyear
®
).
Tabela 5. Características construtivas e tempo de residência dos reatores helicoidais.
Reator
Diâmetro,
m
Comprimento,
m
Volume, m
3
Número
de anéis
Tempo de
residência, s
RGF 1
RGF 2
RGF 3
RGF 4
0,0125
0,0250
0,0375
0,0500
12
12
12
12
1,5 x 10
-3
5,9 x 10
-3
1,3 x 10
-2
2,4 x 10
-2
38
19
13
9
18
18
18
18
O detalhamento técnico do sistema empregado na geração de flocos de Fe(OH)
3
é
apresentado a seguir, sendo constituído pelos seguintes itens:
- Bomba de alimentação: 1 bomba centrífuga motor marca Eberle, modelo 30P866,
com vazão de 1 até 40 Lmin
-1
. Potência do motor de 2,0 CV e rotação de 3500 rpm.
53
- Unidade de preparo e concentração do floculante: unidade composta por 1 tanque de
poliestireno com 5 L de capacidade e 1 bomba dosadora peristáltica marca Provitec,
modelo DosaMiniS-AX.
- Unidade de geração de flocos (RGF): foram projetados e construídos 4 reatores com
capacidade de 0,3; 1,2; 2,8 e 4,8 m
3
h
-1
(Tabela 5).
- Instrumentação e controle: válvulas, rotâmetros e manômetros.
Nos estudos de avaliação do efeito do tipo e concentração de sólidos na geração de
flocos, o Reator Gerador de Flocos foi usado em três configurações: o uso do RGF
individualmente (sem serpentina), mostrado na Figura 22, o uso do RGF com a presença
de uma serpentina contatora, denominado neste estudo de RGF-S (ou Reator Gerador de
Flocos-Serpentinado), mostrado na Figura 23, e a terceira configuração foi com o uso
do RGF-F, para a geração de flocos aerados (Figura 24). Nesse caso, foi adicionado
água saturada com ar na entrada do reator para geração de flocos aerados. O ar utilizado
para saturação da água foi proveniente de um compressor de ar. As microbolhas de ar
foram formadas pela despressurização da solução saturada de ar sob pressão controlada
através de um constritor de fluxo (válvula agulha), da mesma forma que na flotação por
ar dissolvido – FAD.
O RGF, em todos os casos, foi construído com um tubo Tygon (B-3603) com um
diâmetro interno de 1,25 cm e um comprimento de 12 m, envolto numa coluna de PVC
(cloreto de polivinila) de 10 cm de diâmetro.
A serpentina contatora usada no RGF-S foi construída com 10 elementos e usada para
melhoria da dispersão do polímero e avaliação da eficiência de floculação para ambos
os sistemas (Fe(OH)
3
e carvão).
entrada
efluente
direção do fluxo
polímero
comprimento
diâmetro
externo
saída
Figura 22. Reator Gerador de Flocos - RGF.
54
Floculante
Figura 23. Reator Gerador de Flocos – Serpentinado: RGF-S.
Figura 24. Reator Gerador de Flocos-Flotador (RGF-F) para a geração de flocos
aerados.
Nos estudos de avaliação do efeito da torção e da curvatura na eficiência de geração de
flocos no RGF (Figura
22), o passo (distância entre os anéis do RGF) foi variável, para
obtenção de distintos valores de curvatura e torção, conforme será detalhado na
metodologia (item 4.2.7).
4.2.3. Metodologia
A solução de polímero foi preparada com água deionizada usando um agitador
mecânico Caframo, modelo RZR50, e adicionado em linha para a dispersão contendo
Fe(OH)3 ou carvão e bombeado para o floculador hidráulico para a geração de flocos
(aerados e não aerados). O fluxo de saída do RGF ou RGF-S alimentou a célula de
separação sólido-líquido (coluna), na qual as taxas de sedimentação (flocos não aerados)
Floculante
Ar
Entrada
Saída
flotado
Flocos
aerados
Floculante
Ar
Sólido
Água
tratada
Entrada efluente
direção do fluxo
Saída
Serpentina (S)
RGF
55
e de ascensão (flocos aerados) foram avaliadas. Essas taxas foram calculadas,
monitorando o tempo necessário para os flocos se deslocarem por uma distância fixa. A
medida do tempo foi realizada por observação direta (aleatoriamente) de flocos
individuais. A avaliação do desempenho da eficiência de floculação, no RGF e no RGF-
S em distintos estudos experimentais, foi feito pelo monitoramento da taxa de separação
dos flocos formados. O critério usado para a condição ótima foi a taxa de separação,
tanto por sedimentação dos flocos não aerados, como de ascensão dos flocos aerados.
Todas as condições experimentais foram testadas em triplicata com pelo menos 30
medidas da separação em cada condição experimental.
4.2.3.1 Eficiência de floculação
A eficiência da floculação foi monitorada pela remoção de ions ferro da água através da
análise do sobrenadante após a floculação por Espectroscopia de Plasma Acoplado
Indutivamente – ICP (Induced Coupled Plasma), Perkin Elmer, modelo P400. A
eficiência da floculação das partículas de carvão foi monitorada através da turbidez
residual com um turbidimetro Hach modelo 18900. Em todos os casos, a eficiência de
floculação foi superior a 98%.
4.2.3.2 Taxa de sedimentação
Uma alíquota de 1 litro do efluente com os flocos não aerados após a saída do RGF foi
colocada em uma proveta (1 L) para medida do tempo de sedimentação, Figura 25 (a).
4.2.3.3 Taxa de ascensão
Nos estudos de floco-flotação foram utilizadas microbolhas no intervalo de 30 a 70 µm
e introduzidas anteriormente ao RGF. Após a saída do RGF, a separação sólido/líquido
foi realizada em uma coluna de flotação, conforme Figura 25 (b), onde foi medido o
tempo de ascensão dos flocos. Devido ao excessivo número de flocos na coluna de
flotação, uma célula de ascensão foi adaptada acima da coluna de flotação para melhor
visualização da ascensão dos flocos de forma individualizada. As dimensões da coluna
de flotação e da célula de ascensão são mostradas na Tabela 6.
O cálculo da razão ar/sólidos foi feito através da utilização da Equação (22):
].[lim
.
sólQa
VarQrec
as =
.E (22)
56
Onde:
as = razão ar/sólidos (mlmg
-1
);
Qrec = vazão de reciclo (Lmin
-1
);
Var = volume teórico de ar dissolvido por litro de água, dado pela lei de Henry (mlL
-1
);
Qalim = vazão de alimentação (Lmin
-1
);
[sól] = concentração de sólidos (mgL
-1
);
E = eficiência do saturador (80%).
Tabela 6. Dimensões da coluna de flotação e da célula de ascensão empregadas na
medida do tempo de ascensão dos flocos aerados.
Altura (cm) Diâmetro (cm) Volume (L)
Coluna de flotação
Célula de ascensão
70
54
6
4,8
1,9
1,2
RGF
1000
R
G
F
(a) (b
Coluna de
)
Célula de
Ascensão
Flotação
Proveta de
Sedimentação
RGF
RGF
(
1 L
)
Figura 25. Unidades de separação dos flocos gerados no RGF. Sedimentação (a) e
flotação com injeção de microbolhas (b).
57
4.2.4. Análises
Um equipamento de microtomografia (XMT) de Raios-X 3D de alta resolução marca
Aracor™ instalado na Universidade de Utah (EUA) foi empregado para a
caracterização dos flocos de Fe(OH)
3
e flocos de carvão para determinação do tamanho
dos mesmos, densidade de massa e conteúdo de água. As características de
diferenciação foram determinadas pela medida do coeficiente de atenuação linear (
µ), o
qual fornece a acuracidade e quantitativamente descreve o sistema. Uma grande
vantagem é que o método evita possíveis incorreções de dados oriundos, por exemplo,
de uma análise de sedimentação livre devido ao formato irregular dos flocos e ao
fenômeno de fluxo através dos mesmos.
Informações mais detalhadas sobre o micro-TC (Tomografia Computadorizada) por
Raios-X, e os parâmetros correlatos foram descritos por Lin e Miller (1996) e Miller
et
al.
(2003). As análises de imagem foram processadas usando o Image J 1.36b (software
livre e de domínio público).
4.2.5. Caracterização hidrodinâmica do Reator Gerador de Flocos (RGF) e
avaliação comparativa da eficiência de geração de flocos com um sistema de
mistura completa
4.2.5.1 Metodologia
4.2.5.1.1 Medida de Hf no RGF
A perda de carga (Hf) foi determinada por medida manométrica diferencial através da
diferença de perda de carga entre a entrada e a saída dos distintos RGFs e em diferentes
vazões de alimentação, com o uso de manômetros.
4.2.5.1.2 Avaliação da eficiência de formação de flocos de Fe(OH)
3
O modelo de dispersão coloidal utilizado nos ensaios de floculação foi Fe(OH)
3
,
formado a partir da precipitação do FeCl
3
.6H
2
O com Ca(OH)
2
em pH 7,5±0,5 em
temperatura ambiente. O polímero Flonex 9045 foi dosado em linha, na mistura
contendo água e Fe(OH)
3
e bombeado através do reator para formação dos flocos. A
eficiência de formação dos flocos foi determinada através do tamanho e do tempo de
sedimentação dos flocos formados.
58
4.2.5.1.3 Comparação do sistema RGF com agitador mecânico
A comparação da eficiência de mistura entre o RGF e a agitação mecânica foi
determinada através da fixação do número de Camp (G.t), sendo o tempo de mistura de
18 segundos. A eficiência de formação dos flocos foi determinada através do tempo de
sedimentação dos mesmos. A variação do gradiente de velocidade dos reatores foi
determinada por medida manométrica diferencial e o emprego de diferentes vazões de
alimentação. O gradiente de velocidade do agitador mecânico foi determinado pelo
cálculo da potência induzida por unidade de massa líquida, nas diferentes velocidades
de rotação do agitador mecânico, de acordo com a Equação (23) citada em Metcalf e
Eddy (2003). Os estudos foram realizados com a agitação de água em um copo de
béquer com volume útil de 1,5 L.
ε
’
=
g
nDNp
3
ρ
(23)
onde
ε
’ é a taxa de energia dissipada por unidade de massa do fluido (kgfms
-1
); Np =
número de potência do rotor hélice (adimensional);
ρ
= densidade da massa líquida
(kgm
-3
); n = número de revoluções por segundo (rs
-1
); D = diâmetro do rotor (m) e g =
aceleração gravitacional (9,81 ms
-2
). Os cálculos foram realizados usando um valor de
Np de 0,54, segundo dados do fabricante para agitadores de hélice com diâmetro de
0,055 m. A velocidade rotacional do agitador foi medida usando um tacômetro digital
(Tako - HT 1300). Todas as medidas foram realizadas em triplicata e pouca variação,
entre elas, foi observada.
Os valores de
ε
’ foram introduzidos na Equação (2) para determinação do G para o
agitador mecânico nas diversas velocidades de rotação aplicadas.
O número de Re para o agitador mecânico foi determinado através da Equação (24), de
acordo com Metcalf e Eddy (2003).
Re =
µ
ρ
nD
2
(24)
onde
D = diâmetro do rotor (m); n = número de revoluções por segundo (rs
-1
);
ρ
=
densidade da massa líquida (kgm
-3
);
µ
= viscosidade dinâmica do fluido (Nsm
-2
). Nota:
N = kgms
-2
.
59
4.2.5.1.4 Estudo da configuração do RGF
A avaliação da eficiência de geração de flocos, com diferentes configurações do RGF,
foi feito com a utilização do reator com as seguintes dimensões: diâmetro de 0,0125 m,
e comprimento de 6 m, num volume de 0,6 L; dispostos na forma retilínea e helicoidal,
analogamente. A forma helicoidal foi obtida com a envoltura da tubulação numa coluna
suporte com diâmetro de 0,10 m.
4.2.6. Avaliação do efeito do tipo e concentração de sólidos na geração de flocos
no RGF
4.2.6.1 Metodologia
O sistema de floculação usado, mostrado na Figura 26, é composto por um tanque
(capacidade de 200 L) para a preparação e armazenamento do Fe(OH)
3
/carvão, duas
bombas peristálticas, uma bomba de alimentação Masterflex, modelo 7549-60 e uma
bomba dosadora de polímero, modelo 7562-00 (Cole Palmer Instrument Company).
As condições hidrodinâmicas (vazão de alimentação, gradiente de velocidade – G, e
tempo de residência, t) da Serpentina (S), do RGF e do RGF-S estão descritos na Tabela
7. Rotâmetros (1 a 10 Lmin
-1
) e manômetros foram empregados para a medida do fluxo
de água e da pressão, respectivamente. Os estudos foram feitos numa pressão de
saturação de 4 atm e a taxa de injeção de microbolhas foi de 10, 30 e 55%.
Tabela 7. Condições hidrodinâmicas nos distintos equipamentos de floculação e
flotação hidráulica (Vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
).
Equipamento G, s
-1
t, s
S
RGF
RGF-S
1400
1600
2300
5
17
23
60
Tanque
Ar
com
p
rimido
Bomba
Válvula
Válvula agulha
Rotâmetro de água
Rotâmetro de ar
Bomba dosadora
RGF
Polímero
Manômetro
Unidade de
separação
(sedimentação
ou ascensão)
S
Saturador
Água
RGF-S
Figura 26. Sistema usado para a geração de flocos (aerados e não aerados) no RGF-F ou
RGF e no RGF-S.
4.2.7. Avaliação do efeito da torção e da curvatura na eficiência de geração de
flocos no RGF
4.2.7.1 Metodologia
O sistema de geração de flocos empregado, mostrado na Figura 27, é composto por um
tanque (capacidade de 200 L) para a preparação e armazenamento de Fe(OH)
3
/carvão,
duas bombas peristálticas, uma bomba de alimentação Masterflex, modelo 7549-60, e
uma bomba dosadora de polímero, modelo 7562-00, da Cole Palmer Instrument
Company. Rotâmetros (1 a 10 Lmin
-1
) foram empregados para medidas da vazão de
alimentação.
61
Armazenamento
das amostras
(dispersões)
Polímero
Bomba
alimentação
Bomba dosadora
RGF
Válvula
Saída dos flocos
Figura 27. Sistema empregado para a geração de flocos no RGF.
O efeito de curvatura e torção (distintos passos entre os anéis do RGF) foi investigado
através do monitoramento da taxa de separação dos flocos formados e por análise
fotográfica, mostrado na Tabela 8. A avaliação do crescimento dos flocos e a mudança
no tamanho foi realizado usando uma câmara fotográfica Pentax modelo iST-D, após a
saída dos flocos do RGF (localizado no 7º anel ou 240 cm de comprimento do reator).
Essa posição foi escolhida devido a formação dos flocos ser bastante perceptível a olho
nú. As fotografias dos flocos na saída do RGF foram feitas usando um tubo de vidro
transparente com seção quadrada com lado de 2,5 cm, e um fundo de papel
quadriculado com lado de 2,5 mm. Ainda, o efeito de torção, o efeito de curvatura e o
parâmetro de torção foram avaliados e os valores mostrados na Tabela 9, 10 e 11,
respectivamente.
62
Tabela 8. Condições avaliadas para a geração de flocos no RGF em diferentes passos
(distância entre os anéis do reator).
Re Perda carga, m G, s
-1
Passo, mm
δ
τ λ
1
2
3
4
5
6
8470
1,36
1,08
0,94
0,74
0,40
0,28
1500
1340
1252
1058
820
670
0
20
40
80
160
linear
0,114
0,100
0,074
0,036
0,012
-
0,020
0,036
0,054
0,053
0,035
-
0,18
0,36
0,73
1,45
2,91
-
1
2
3
4
5
6
4235
0,68
0,54
0,47
0,37
0,20
0,14
750
670
626
529
410
335
0
20
40
80
160
linear
0,114
0,100
0,074
0,036
0,012
-
0,020
0,036
0,054
0,053
0,035
-
0,18
0,36
0,73
1,45
2,91
-
1
2
3
4
5
6
1695
0,34
0,27
0,24
0,19
0,10
0,08
375
335
313
265
205
167
0
20
40
80
160
linear
0,114
0,100
0,074
0,036
0,012
-
0,020
0,036
0,054
0,053
0,035
-
0,18
0,36
0,73
1,45
2,91
-
Tabela 9. Efeito de torção no RGF (Curvatura constante (
δ) = 0,010).
c (mm) 2a (mm) b (mm)
δ τ βο λ
15
10
5
3
1
12,5
12,5
12,5
12,5
12,5
95
80
57
43
25
0,010
0,010
0,010
0,010
0,010
0,064
0,077
0,109
0,145
0,250
0,45
0,55
0,79
1,02
1,77
6,33
8,00
11,40
14,33
25,00
Tabela 10. Efeito da curvatura no RGF (Torção constante (
τ) = 0,078).
c (mm) 2a (mm) b (mm)
δ τ βο λ
30
15
5
12,5
12,5
12,5
77
80
67
0,035
0,015
0,005
0,078
0,078
0,078
0,29
0,45
0,79
2,23
5,13
16,00
63
Tabela 11. Condições hidrodinâmicas no RGF (Curvatura constante (
δ) = 0,010).
Q, Lmin
-1
L, m v, ms
-1
t, s G, s
-1
Número de
Camp
Re Dean
0,17
0,84
1,67
3,34
5,01
0,4
2
4
8
12
0,02
0,11
0,23
0,45
0,68
18
18
18
18
18
303
678
958
1355
1660
5454
12204
17244
24390
29880
283
1415
2830
5660
8488
100
500
1000
2000
3000
4.3. Aplicações
4.3.1. Desestabilização de óleos
4.3.1.1 Materiais e reagentes
Óleo diesel foi empregado na preparação da emulsão óleo-água. Lauril Éter Sulfato de
Sódio e uma poliacrilamida catiônica de alto peso molecular Flonex 9045
®
foram
usados para a desestabilização.
4.3.1.2 Equipamentos
Os estudos foram desenvolvidos usando o RGF com diâmetro de 1,25 cm, comprimento
de 12 metros, envolto numa coluna com diâmetro de 10 cm (Figura 22). A vazão de
alimentação foi constante e fixa de 3 Lmin
-1
(tempo de residência de 24 s). A
alimentação foi feita usando uma bomba helicoidal marca Netzsch modelo 2NE30A, e a
concentração do polímero foi feita com uma bomba dosadora peristáltica Masterflex
modelo 7518-10 da Cole Palmer Instruments Company.
4.3.1.3 Metodologia
Uma emulsão 100 mgL
-1
de óleo foi preparada em temperatura ambiente (20 ºC) para os
estudos de desestabilização, usando um misturador Turrax a 1100 rpm durante 15
minutos. Lauril Éter Sulfato de Sódio, numa concentração de 1 mgL
-1
, foi adicionado na
emulsão anteriormente à desestabilização através da injeção em linha do Flonex 9045
®
nas concentrações de 5, 10, 20, 30, 40 e 50 mgL
-1
.
4.3.1.4 Análises
A eficiência de desestabilização do óleo foi medida através da análise residual de óleo,
determinada com um Espectrofotômetro Genesys modelo TM 10 a 300 nm. A extração
64
das amostras de óleo residual foi feita através de um processo de 3 estágios de extração
gravimétrica do óleo residual com o uso de diclorometano (1:10 v/v) de pureza
analítica, fornecido pela Nuclear
®
.
4.3.2. Clarificação da água bruta para consumo doméstico
4.3.2.1 Materiais e reagentes
A água bruta usada nos ensaios foi captada após a adição dos reagentes usados no
tratamento e anteriormente à entrada no sistema de sedimentação da Estação de
Tratamento de Água São João, sob responsabilidade do Departamento Municipal de
Água e Esgotos (DMAE) de Porto Alegre (Figura 28). A ETA São João opera com uma
taxa de aplicação de 3,5 m
3
m
-2
h
-1
, em quatro sedimentadores do tipo Pulsator ligados
em paralelo e constituem uma área superficial de 2032 m
2
, atendendo uma população de
aproximadamente 420 mil habitantes.
Figura 28
. Captação da água bruta para clarificação no sistema RGF-F.
O polímero não-iônico SA920PWG usado nos estudos de clarificação da água com o
sistema RGF-F foi o mesmo já usado na ETA, fornecido pela Floerger/Brasil.
4.3.2.2 Equipamentos
Para o desenvolvimento deste estudo foram projetados e construídos três (3) reatores
helicoidais (RGF-F) para formação dos agregados em sistema contínuo em escala
piloto, com capacidade de 0,3; 0,6 e 0,9 m
3
h
-1
(5, 10 e 15 Lmin
-1
), denominados RGF-F
1, RGF-F 2 e RGF-F 3 respectivamente (
Figura 30). As características construtivas e o
tempo de residência dos reatores são mostrados na Tabela 12. O RGF-F1 foi construído
65
com um tubo de poliuretano e os demais com tubulação industrial de PVC flexível
(modelo Spiraflex, marca Goodyear
®
).
Tabela 12
. Características construtivas e tempo de residência dos reatores helicoidais.
Reator Diâmetro, m
Comprimento,
m
Volume, m
3
Número de
anéis
Tempo de
residência, s
RGF-F 1
RGF-F 2
RGF-F 3
0,0125
0,0250
0,0375
12
12
12
1,5 x 10
-3
5,9 x 10
-3
1,3 x 10
-2
38
19
12
18
35
53
Nesse caso, do uso do RGF-F como flotador, foi projetada e construída uma célula de
separação sólido-líquido com volume útil de 0,15 m
3
, em acrílico. Essa célula foi
denominada de FADAT (flotador por ar dissolvido de alta taxa), por possuir as
características das células de flotação da terceira geração (Kiuru, 2001), apresentando
uma geometria mais adequada para regimes turbulentos. O tanque de separação possui
uma grande profundidade e lamelas (placas paralelas de 15x15 cm inclinadas 130º no
sentido anti-horário) na parte superior da célula (20 cm abaixo do nível de água), para
permitir que as microbolhas que eventualmente são arrastadas com o fluxo hidráulico
possam ficar aderidas nas lamelas, coalescer, retornar à superfície e serem removidas
juntamente com o material flotado, além de manter uma nuvem com microbolhas
constantemente na zona de separação, mostrado na Figura 29, retendo os flocos flotados
na parte superior (Kiuru, 2001; Hedberg
et al., 1998). Ainda, o fundo do tanque é
constituído por uma placa perfurada, permitindo que o fluxo da água tratada seja
laminar.
Lamelas
Microbolhas
de ar
Figura 29. Detalhe da nuvem de microbolhas de ar acima das lamelas no FADAT
(Flotador por ar dissolvido de alta taxa).
66
As características hidráulicas e construtivas do Flotador por ar dissolvido de alta taxa
(célula FADAT) são apresentadas na Tabela 13 e Figura 31, respectivamente. A célula
de separação foi construída em acrílico, com peças de fixação em aço inoxidável e a
tubulação e demais singularidades em PVC com diâmetro de 40 mm. Os diferentes
reatores foram construídos com o objetivo de variar a vazão de alimentação e
conseqüentemente a taxa de aplicação (3,3 a 10 m
3
m
-2
h
-1
), mantendo-se constante o
gradiente de velocidade (G) (aproximadamente 1800 s
-1
) e o número de Reynolds (≈
8470) no interior do RGF.
RGF
1
2
3
FADAT
Figura 30. Aplicação do RGF para clarificação da água de uma planta de tratamento por
flotação
.
Tabela 13
. Características hidráulicas da célula FADAT.
Vazão, m
3
h
-1
Taxa de aplicação,
m
3
m
-2
h
-1
Tempo de
residência, s
0,3
0,6
0,9
3,3
6,7
10,0
1784
890
594
67
Figura 31
. Características construtivas (a) e vista da célula FADAT (b).
0,88
1,64
1,63
Obs.: Todas as cotas estão em metros.
0,3
0,40
0,4
0
,
1
0,67
0,39
0,63
0,37
0,11
0,15
0,09
0,11
0,08
0,12
0,53
0,4
0,1
0,11
0,15
VISTA SUPERIOR
VISTA FRONTAL
VISTA LATERAL DIREITA
0,1
0,20
0,22
0,40
0,48
12
1 - Câmara de saída
do flotado
2 - Controlador de
nível
0
,
1
0,20
0,22
0,1
1,51
0,1
1,40
0
,
2
1
1,64
(a)
(b)
O detalhamento técnico do sistema piloto (RGF-F FADAT) empregado na clarificação
da água é apresentado a seguir, sendo constituído pelos seguintes itens:
- Bomba de captação da água: 1 bomba centrífuga motor marca Eberle, modelo
30P866, para alimentação de água ao RGF-FADAT, com vazão de 1 até 40 Lmin
-1
. A
bomba possui potência do motor de 2,0 CV e rotação de 3500 rpm.
- Unidade de preparo e concentração do floculante: esta unidade era composta por 1
tanque de poliestireno com 5 L de capacidade, e 2 bombas dosadoras peristálticas marca
Provitec, modelo DosaMiniS-AX.
- Unidade de geração de flocos (RGF): foram projetados e construídos 3 reatores com
capacidade de 0,3; 0,6 e 0,9 m
3
h
-1
(Tabela 12).
- Unidade de geração de bolhas: 1 compressor marca Primax, modelo 52530.V.680; 1
vaso saturador com 90 cm de altura e diâmetro de 10 cm, e leito com uma altura de 50
cm preenchido com anéis de Pall (25 mm de diâmetro e 25 mm de altura) e 1 sistema de
filtro de ar e regulador de pressão (0 a 7 kgfcm
-2
).
68
- Célula de flotação de alta taxa (FADAT): 1 célula de flotação de alta taxa, construída
em acrílico, com um volume útil de 0,15 m
3
(Detalhamento na Figura 31).
- Bomba de reciclo: 1 bomba centrífuga Hydrobloc P1000T, para reciclo da água
clarificada, com vazão de trabalho de 1 até 15 Lmin
-1
, potência do motor de 1,0 HP e
rotação de 3450 rpm.
- Instrumentação e controle: 1 medidor de pressão manométrico na entrada do RGF;
válvula agulha com diâmetro de ¼” (0,635 cm) na saída do vaso saturador; rotâmetros
de anel Viton
®
, modelo F45375, para medida da vazão de saída do tanque de
alimentação do vaso saturador com faixa de trabalho entre 0,4 e 8 Lmin
-1
.
4.3.2.3 Metodologia
A água usada nos estudos de clarificação foi captada anteriormente à entrada nos
decantadores da planta de tratamento da ETA São João, sendo bombeada para o RGF,
onde recebeu uma concentração maior de (2-6 mgL
-1
) do mesmo polímero usado na
ETA para permitir a geração dos flocos no RGF. Parte da água clarificada na célula
FADAT foi saturada em um vaso saturador com pressão constante (4 atm) e adicionada
na saída do RGF para a formação das microbolhas através de uma válvula agulha. O ar
utilizado para saturação da água foi proveniente de um compressor de ar. As
microbolhas foram formadas pela despressurização da solução saturada de ar sob
pressão controlada através de um constritor de fluxo (válvula agulha). Após a saída do
RGF a água contendo os flocos formados e as microbolhas foram introduzidas na célula
FADAT para separação sólido-líquido. Os ensaios foram realizados usando-se
diferentes vazões de alimentação (0,3; 0,6 e 0,9 m
3
h
-1
) e diferentes taxas de reciclo (20,
30, 40 e 50%) em relação à vazão de alimentação.
4.3.2.4 Análises
A turbidez foi analisada com um turbidímetro da marca Hach modelo 2100N. A medida
é feita pelo princípio nefelométrico, que consiste na leitura da luz desviada pelas
partículas num ângulo de 90º em relação à luz incidente. O resultado é expresso em
NTU (unidades nefelométricas de turbidez). A cor aparente foi analisada em um
equipamento de absorção molecular Merck modelo SQ 118, e os resultados expressos
em unidades Hazen de cor (equivalentes a mgL
-1
Pt-Co). As análises de sólidos totais
foram realizadas de acordo com o princípio de evaporação da amostra a 103-105ºC e
69
pesada em béquer até constância da massa. A análise de sólidos suspensos corresponde
à fração remanescente em filtro com porosidade de 1,2
µm (marca Schleicher e
Schuell). A concentração de sólidos dissolvidos foi determinada pela diferença entre a
concentração de sólidos totais e sólidos suspensos. Todos os resultados de sólidos foram
expressos em mgL
-1
. A determinação da condutividade elétrica foi realizada através do
equipamento de análise de condutividade Digimed modelo DM-31, cujo resultado é
expresso em
µScm
-1
a 25ºC. A dureza total foi determinada pelo método titulométrico
com EDTA, e o resultado expresso em mgL
-1
de CaCO
3
. A tensão superficial foi
determinada através do equipamento Krüss modelo 8451, e os resultados expressos em
mNm
-1
. As demais análises de caracterização da água bruta e do tratamento na ETA
foram realizados pelo laboratório central de análises do DMAE. Todas as análises foram
realizadas de acordo com o Standard Methods for Water and Wastewater Examination
(Apha
et al., 1998).
4.3.3. Tratamento e reúso da água de lavagem de veículos
4.3.3.1 Materiais e reagentes
O efluente usado foi oriundo do processo de lavagem de veículos automatizado da
Empresa de Transporte Coletivo Viamão Ltda, localizada no município de Viamão-RS.
A caracterização das águas oriundas do processo de lavagem de ônibus dessa empresa é
mostrada na Tabela 14. Atualmente, o tratamento é feito pela Empresa Aquaflot
Industrial S.A., com a Estação de Tratamento Compacta de Reúso de Águas de
Lavagem de Veículos – ETAR, a uma taxa de aplicação de 9 m
3
m
-2
h
-1
, reaproveitando a
água oriunda da lavagem de aproximadamente 220 ônibus, semanalmente.
70
Tabela 14. Caracterização das águas efluentes do processo de lavagem de ônibus.
Parâmetro Efluente bruto
pH
Turbidez, NTU
Cor aparente, Hz
Cor real, Hz
Sólidos totais, mgL
-1
Sólidos suspensos, mgL
-1
Sólidos dissolvidos, mgL
-1
Tensão superficial, mNm
-1
7,4
175
101
16
575
265
310
60
Os reagentes empregados nos ensaios para a geração de flocos foram: Acquafloc 18
(policloreto de alumínio - PAC), soda comercial e Flonex 7011 produzido pela Floerger
(poliacrilamida de alto peso molecular com caráter catiônico), sendo todos de caráter
comercial, fornecidos pela Faxon Química. Ainda, um polímero catiônico de baixo peso
molecular de base natural (Aquaflot-Al) foi usado em alguns estudos para comparação
com o atual sistema de tratamento desenvolvido pela empresa Aquaflot.
4.3.3.2 Equipamentos
Para o desenvolvimento deste estudo foram projetados e construídos quatro (4) reatores
helicoidais (RGF-F) com capacidade de 0,3; 1,2; 2,8 e 4,8 m
3
h
-1
, denominados RGF-F
1, RGF-F 2, RGF-F 3 e RGF-F 4 respectivamente. As características construtivas e o
tempo de residência dos reatores são mostrados na Tabela 15. O RGF-F 1 foi construído
com um tubo de poliuretano e os demais com tubulação industrial de PVC flexível
(modelo Spiraflex, marca Goodyear
®
).
Tabela 15. Características construtivas e tempo de residência dos reatores helicoidais.
Reator
Diâmetro,
m
Comprimento,
m
Volume, m
3
Número
de anéis
Tempo de
residência, s
RGF-F 1
RGF-F 2
RGF-F 3
RGF-F 4
0,0125
0,0250
0,0375
0,0500
12
12
12
12
1,5 x 10
-3
5,9 x 10
-3
1,3 x 10
-2
2,4 x 10
-2
38
19
13
9
18
18
18
18
71
O detalhamento técnico do sistema empregado na agregação dos sólidos em suspensão e
posterior separação por flotação é apresentado a seguir, sendo constituído pelos
seguintes itens:
- Bomba de alimentação: 1 bomba centrífuga motor marca Eberle, modelo 30P866,
com vazão de 1 até 40 Lmin
-1
. Potência do motor de 2,0 CV e rotação de 3500 rpm.
- Unidade de concentração do PAC ou Aquaflot-Al: bomba dosadora peristáltica marca
Vallair.
- Unidade de concentração de NaOH comercial: bomba dosadora peristáltica marca
Provitec, modelo DosaMiniS-AX.
- Unidade de preparo e concentração do floculante: unidade composta por 1 tanque de
poliestireno com 5 L de capacidade e 1 bomba dosadora peristáltica Masterflex modelo
7518-10 da Cole-Palmer Instruments Company, com tubulação 6904-13.
- Unidade de geração de flocos para geração de flocos aerados (RGF-F): foram
projetados e construídos 4 reatores com capacidade de 0,3; 1,2; 2,8 e 4,8 m
3
h
-1
(Tabela
15).
- Uma bomba centrífuga multifásica (BCMF) para reciclo e geração de microbolhas
marca Edur (modelo Eb3u). A Figura 32 mostra o tamanho e distribuição de tamanho de
bolhas geradas por essa bomba, medidas utilizando o novo sistema de medida de
tamanho de bolhas desenvolvido no Laboratório de Tecnologia Mineral e Ambiental
(LTM), denominado de LTM-Bsizer (Rodrigues e Rubio, 2003).
- Instrumentação e controle: válvulas, rotâmetros e manômetros.
72
100
µ
m
Figura 32. Imagem (LTM-BSizer) de bolhas geradas por bomba centrífuga multifases
(BCMF). Condições: vazão de alimentação = 11 Lmin
-1
; vazão de ar = 0,05 NLmin
-1
;
pressão de saturação = 7,7 atm; T: 19 ºC; escala barra branca = 100
µm.
4.3.3.3 Metodologia
O efluente drenado do processo de lavagem automático, contendo a corrente de água
oriunda da lavagem da lataria e parte inferior do chassi (Figura 33), foi armazenado em
dois tanques de fibra de vidro (4000 L). A alimentação foi realizada por uma bomba
centrifuga, e os reagentes para formação dos agregados foram dosados em linha (PAC,
NaOH e Polímero) ou (Aquaflot-Al e NaOH) e alimentados no RGF, sendo separados
na coluna de flotação. O reciclo da água foi feito através da captação da água tratada na
coluna e introduzido na entrada do RGF, no qual em contato com as partículas e
reagentes de agregação em suspensão no fluxo hidráulico formavam unidades de flocos
aerados que eram prontamente separadas pela ascensão dos flocos na coluna de
separação (Figura 34). A captação e a geração das microbolhas no reciclo da água, foi
realizada por uma bomba centrífuga multifases (BCMF-Edur™) que promove além da
sucção do fluido, a cavitação de ar através do impulsor (parte giratória que fornece
aceleração centrífuga para o fluido). Esse ar é adicionado em linha por um compressor
de ar ainda na etapa de sucção, sob pressão controlada (4 atm, nesse estudo) sendo
dissolvido na água (susbtituindo o vaso saturador). Posteriormente, a passagem dessa
água contendo ar dissolvido por um constritor de fluxo (válvula agulha) e pela redução
de pressão na constrição, promove a nucleação e o crescimento das microbolhas (com a
73
mesma ordem de grandeza das bolhas geradas na flotação por ar dissolvido, com o
emprego de saturadores, conforme mostrado na Figura 32).
Figura 33. Processo de lavagem automático dos ônibus da empresa Viamão Ltda.
Figura 34. Fluxograma do processo de tratamento do efluente de lavagem de ônibus.
Unidade de lavagem
Armazenagem
efluente
Ar comprimido
Bomba
centrífuga
Válvula gaveta
Válvula agulha
Rotâmetro de água
Rotâmetro de ar
Bomba peristáltica
RGF
PAC NaOH
Polímero
Dosagem de reagentes:
Produto
flotado
Bomba
Centrífuga
Multifases
Água de
reúso
Manômetro
Água
Tratada
By-pass
Coluna
de
flotação
Aquaflot-Al e NaOH
Opção A:
Opção B:
Unidade de lavagem
Armazenagem
efluente
Ar comprimido
Bomba
centrífuga
Válvula gaveta
Válvula agulha
Rotâmetro de água
Rotâmetro de ar
Bomba peristáltica
RGF
PAC NaOH
Polímero
Dosagem de reagentes:
Produto
flotado
Bomba
Centrífuga
Multifases
Água de
reúso
Manômetro
Água
Tratada
By-pass
Coluna
de
flotação
Aquaflot-Al e NaOH
Opção A:
Opção B:
74
A Figura 35 mostra o sistema RGF-BMCF usado nos estudos de tratamento da água de
lavagem de ônibus da empresa Viamão Ltda.
Coluna de
flotação
BCMF
RGF
Rotâmetro
-Vazão de
alimentação-
Rotâmetro
-Vazão de
reciclo-
Coluna de
flotação
Figura 35. Vistas da unidade de tratamento pelo sistema BMCF-RGF.
4.3.3.4 Análises
As análises são as mesmas descritas no item 4.3.2.4.
4.3.4. Tratamento e reúso da água de uma mina de carvão extinta
4.3.4.1 Materiais e reagentes
As características físico-químicas de monitoramento da qualidade da água ácida da
mina extinta do ponto SS-16, foi monitorada de janeiro de 2005 até janeiro de 2007, e
são mostradas na Tabela 16. Os resultados mostram o baixo pH da água (~ 3) e
concentrações médias de Mn, Fe e Al, de 2,2; 2,0 e 30 mgL
-1
, respectivamente e de íons
sulfato da ordem de 700 mgL
-1
. A vazão de água ácida nesse ponto oscila entre 30 e 200
m
3
h
-1
.
Concentração
de reagentes
Vazão de
alimentação
BCMF
RGF
75
Tabela 16. Características físico-químicas da água da SS-16. Dados referentes ao
monitoramento de janeiro de 2005 a novembro de 2006.
COLETA pH
Sulfato,
mgL
-1
Mn,
mgL
-1
Fe,
mgL
-1
Cu,
mgL
-1
Al,
mgL
-1
ST,
mgL
-1
SS,
mgL
-1
SD,
mgL
-1
18/01/05 2,7 682 2,1 1,3 1 24 1174 27 1147
28/02/05 3,1 1010 2,6 1,7 0,07
24/03/05 3,3 829 1,8 1,5 0,4 21 1184 103 1081
20/04/05 3,0 854 2,3 1,4 0,1 25 1469 39 1430
19/05/05 3,5 732 2,2 1,3 0,3 23 1181 28 1153
06/02/05 2,9 989 2,5 1,6 0,4 23
07/08/05 3,1 914 2,6 2,5 0,07 42 1510 54 1456
25/07/05 2,9 870 2,7 1,7 0,07 45 1493 112 1381
31/08/05 3,1 398 0,7 2,0 LOD 17 1574 3 1571
22/09/05 2,9 661 1,5 2,7 LOD 29 995 8 987
18/10/05 2,7 551 1,8 6,1 LOD 34 1130 LOD 1130
12/07/05 2,9 373 2,0 1,3 0,05 30 1005 LOD 1005
15/02/06 3,1 479 2,0 1,1 0,06 36 984 LOD 984
12/04/06 3,2 642 2,7 2,8 0,06 31 1206 8 1198
16/05/06 3,1 614 2,0 1,6 LOD 26 1060 LOD 1060
08/06/06 3,0 777 2,0 1,8 LOD 27 1039 LOD 1039
16/08/06 3,0 543 1,7 1,8 LOD 32 906 LOD 906
14/09/06 3,0 654 2,9 2,0 LOD 37 1284 LOD 1284
16/10/06 3,0 815 2,9 2,6 LOD 37 1347 LOD 1347
23/11/06 3,1 564 1,7 1,2 LOD 24 810 LOD 810
11/01/07 2,8 939 2,7 3,1 LOD 47 1560 LOD 1560
02/02/07 2,8 951 2,8 3,1 - 45 - - -
LOD = Abaixo do limite de detecção do método.
ST = Sólidos totais
SS = Sólidos suspensos
SD = Sólidos dissolvidos
PAC TE 1018 (policloreto de alumínio), Alupan (aluminato de sódio), fornecidos pela
Empresa Panamericana S.A., e cal calcítica foi empregada para precipitação dos metais
e sulfato. O polímero não-iônico Qemifloc 1020 PWG e o polímero catiônico de alto
peso molecular Flonex 9045 da Floeger foram usado para a formação de flocos. Oleato
de sódio e ácido oleico de caráter comercial foram empregados para aumentar a
hidrofobicidade e a cinética de captura dos flocos pelas bolhas. Todos os reagentes
usados foram de caráter comercial e pré-determinados em estudos na escala laboratorial
por Cadorin
et al. (2006).
76
4.3.4.2 Equipamentos
Foram projetados e construídos dois (2) reatores helicoidais (RGF-F) para floco-
flotação dos agregados em sistema contínuo em escala piloto, com capacidade de 0,3 e
1,2 m
3
h
-1
(5 e 20 Lmin
-1
), denominados de RGF-F 1 e 2, respectivamente. Os reatores
foram precedidos por uma serpentina (S), com comprimento de 8 m (contendo 20
elementos). As características construtivas e o tempo de residência dos reatores são
mostrados na Tabela 17. Os reatores foram construídos com tubulação industrial de
PVC flexível (modelo Spiraflex, marca Goodyear
®
).
Tabela 17
. Características construtivas e tempo de residência dos reatores helicoidais.
Reator Diâmetro, m
Comprimento,
m
Volume, m
3
Número de
anéis
Tempo de
residência, s
RGF-F 1
RGF-F 2
0,0125
0,0250
12
12
1,5 x 10
-3
5,9 x 10
-3
38
19
18
18
4.3.4.3 Metodologia
O fluxograma da estação de tratamento de DAM na mina extinta SS-16 de Criciúma/SC
é mostrado na Figura 36. A água ácida, mostrada na Figura 37 (a), foi captada através
de uma moto-bomba centrífuga aos reservatórios para o tratamento/precipitação
química em batelada (Figura 37– c). Foram adotadas três alternativas de tratamento:
i) Neutralização-precipitação-floculação-flotação em pH 7,0 (condição de
precipitação de íons Fe, Al e parcial de Mn);
ii) Neutralização-precipitação-floculação-flotação em pH 9,0 (condição de
precipitação de íons Fe, Al e Mn); e,
iii) Neutralização-precipitação-floculação-flotação em pH 12,0 (condição de
precipitação de íons Fe, Al, Mn e íons sulfato).
Nos estudos em pH 7,0 e 9,0 foi realizada a neutralização com cal calcítica e floculação
em linha com o Qemifloc 1020 ou Flonex 9045, adição de oleato de sódio ou ácido
oleico e posterior separação em uma unidade de flotação.
Nos estudos em pH 12,0 foram adicionados 1 mLL
-1
de PAC TE 1018, 0,5 mLL
-1
de
Alupan e 2500 mgL
-1
de cal, para atingir pH 12 (condição de formação da etringita). Em
seguida, o sistema foi mantido sob agitação constante por um período de 30 min.
77
Posteriormente, a água da DAM foi conduzida à unidade de floculação em linha (Reator
Gerador de Flocos-Serpentinado - RGF-S) para formação dos flocos, no qual foi
adicionado o polímero Qemifloc 1020 e oleato de sódio, respectivamente (Figura 37–
d).
Os parâmetros avaliados foram: vazão de alimentação, taxa de reciclo, e dosagens de
polímero floculante e de oleato de sódio ou ácido oleico (detalhamento na Tabela 18).
Em seguida, os flocos foram conduzidos à célula de flotação de alta taxa para a
separação do lodo formado via flotação. O reciclo e a geração de microbolhas foi
realizada com uma bomba centrífuga multi-fases (BCMF) que possibilita a cavitação da
água e a dissolução do ar em água durante o fluxo na linha, sendo as bolhas formadas
após a passagem da água saturada por uma válvula agulha (detalhado no item 4.3.3.3).
O tamanho das bolhas geradas é da mesma ordem de grandeza das bolhas geradas pelo
sistema de flotação por ar dissolvido (com o emprego de saturadores) (Rodrigues e
Rubio, 2003).
A flotação foi realizada em uma célula de flotação em acrílico com geometria de alta
taxa, mostrado na Figura 37 (e). A taxa de aplicação usada neste estudo foi de 6 e 15
m
3
m
-2
h
-1
(vazão de 0,5 e 1,2 m
3
h
-1
). O detalhe do lodo de etringita separado pelo
processo de flotação é mostrado na Figura 37(f).
78
Tabela 18. Detalhamento dos estudos realizados para verificação da eficiência de
flotação e remoção de íons metálicos (Fe, Al e Mn) e íons sulfato.
Estudo Vazão de
alimentação, m
3
h
-1
pH Taxa de
reciclo, %
[Polímero
floculante], mgL
-1
[Hidrofobizante],
mgL
-1
01 1,2 7,0 40 5,0
a
0
c
02 1,2 7,0 40 5,0
a
30
c
03 1,2 7,0 30 5,0
a
30
c
04 1,2 7,0 30 5,0
a
15
c
05 1,2 7,0 30 2,5
a
15
d
06 1,2 7,0 30 2,5
b
30
d
07 1,2 7,0 30 2,5
b
15
d
08 1,2 7,0 30 2,5
b
-
09 1,2 7,0 30 - 15
d
10 1,2 9,0 30 10,0
a
30
c
11 1,2 9,0 30 7,5
a
45
c
12 1,2 9,0 30 15
a
15
d
13 1,2 9,0 30 35
a
15
d
14 1,2 9,0 30 2,5
b
15
d
15 1,2 9,0 30 5,0
b
15
d
16 1,2 9,0 30 2,5
b
30
d
17 0,5 12,0 30 1,0
a
15
c
18 0,5 12,0 30 1,0
a
30
c
19 0,5 12,0 30 1,0
a
45
c
20 0,5 12,0 30 2,5
a
30
c
21 0,5 12,0 30 5,0
a
30
c
22 0,5 12,0 30 10
a
30
c
23 0,5 12,0 30 2,5
a
15
c
24 0,5 12,0 30 2,5
a
45
c
25 0,5 12,0 50 2,5
a
30
c
26 0,5 12,0 40 2,5
a
30
c
27 0,5 12,0 20 2,5
a
30
c
28 1,2 12,0 30 2,5
a
30
c
29 1,2 12,0 30 5,0
a
30
c
30 1,2 12,0 40 5,0
a
30
c
a
= Qemifloc 1020 (polímero floculante não-iônico)
b
= Flonex 9045 (polímero floculante catiônico)
c
= Oleato de sódio
d
= Ácido oleico
79
Figura 36. Estação piloto de tratamento de DAM-SS-16-Criciúma-SC (~ 1 m
3
h
-1
). 1)
Captação de DAM; 2) Bomba de captação da DAM; 3) Tanque de neutralização 1
(capacidade 2000 L); 4) Tanque de neutralização 2 (capacidade 2000 L); 5) Bomba de
alimentação; 6) Serpentina (S); 7) Reatores geradores de flocos (RGF-F); 8) Célula de
flotação por ar dissolvido de alta taxa (FADAT); 9) Tanque de armazenamento de água
tratada; 10) BCMF; 11) Tanque de oleato de sódio; 12) Tanque de floculante; 13)
Bomba dosadora de reagentes; 14) Saída de água tratada; 15) Válvula agulha; 16)
Tanque de preparo de “leite de cal”; 17) Agitador mecânico; 18) Saída do lodo
gerado;19) Entrada de ar; 20) Bomba peristáltica para adição de cal.
80
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 37. Fluxo da DAM da mina de carvão extinta (SS-16) – Criciúma/SC (a);
Estação Piloto de Tratamento da DAM construída próxima a área atingida (b); Tanques
de neutralização/precipitação dos íons metálicos e íons sulfato (c); Sistema de
agregação em linha, constituído por uma serpentina (S) e o RGF-F (d); Sistema piloto
de flotação por ar dissolvido de alta taxa (e); Detalhe da camada de lodo de etringita
separado no processo de flotação (f).
81
4.3.4.3.1 Eficiência de flotação
A eficiência de flotação foi determinada levando em consideração a remoção de sólidos
totais na entrada e na saída da célula FADAT, como mostra a Equação (25).
Remoção de sólidos (%) =
100.
)(
Cinicial
CfinalCinicial
−
(25)
4.3.4.3.2 Estudos de neutralização
Estudos de neutralização da água tratada da DAM foram conduzidos adicionando-se
HCl 10% na amostra tratada, posteriormente à separação por flotação (pH próximo a
12), através da medida do volume de ácido necessário para neutralizar a amostra.
4.3.4.4 Análises
A análise de sulfato e dos íons de metais pesados (Fe, Al e Mn) foram realizadas de
acordo com o Standard Methods for Water and Wastewater Examination (1998), pelo
método nefelométrico e por absorção atômica com forno de grafite acoplado,
respectivamente, no Laboratório de Tecnologia Mineral e Ambiental (LTM-UFRGS). O
limite de erro estabelecido pelo método é de 3 mgL
-1
de íons sulfato.
82
5. Resultados e discussão
5.1. Estudos Básicos
5.1.1. Caracterização hidrodinâmica do RGF e avaliação comparativa da
eficiência de geração de flocos com um sistema de mistura completa
O processo de agregação é comumente realizado em tanques agitados mecanicamente,
entretanto, é comum a presença de curtos-circuitos e zonas mortas nessas unidades e
que acabam prejudicando a formação dos agregados. Entretanto, esses efeitos são
minimizados em unidades hidráulicas de agregação em linha, já investigado por vários
autores (Gregory, 1987 e 1988; Elmaleh e Jabbouri, 1991; Carissimi e Rubio, 2005;
Rosa e Rubio, 2005), que além de apresentarem uma elevada eficiência de geração de
agregados, apresentam um curto tempo de residência. Dessa forma, o presente estudo
descreve a caracterização hidrodinâmica do RGF (em 4 taxas de aplicação distintas) e a
correlação com a eficiência de agregação de partículas (usando Fe(OH)
3
como modelo
de suspensão coloidal). Ainda, a eficiência de geração de agregados nas distintas
condições hidrodinâmicas estudadas foi avaliada através dos dados de sedimentação dos
flocos e comparados com um sistema de mistura completa.
5.1.1.1 Medida de Hf no RGF
Os parâmetros hidráulicos dos distintos RGFs estudados foram obtidos a partir da
determinação da perda de carga (
Hf) no RGF e são mostrados na Tabela 19. As vazões
adotadas possibilitaram o mesmo tempo de residência e velocidade superficial de
escoamento no interior dos reatores (detalhados na Tabela 1) e um intervalo de G
aplicado muito próximo (na faixa de 1000 a 1600 s
-1
), obtendo-se para os diferentes
escalonamentos condições hidrodinâmicas semelhantes. Os demais parâmetros (Re,
Dean e Germano) apresentam valores proporcionais ao diâmetro da seção transversal de
escoamento tubular dos reatores.
83
Tabela 19. Parâmetros hidráulicos dos distintos reatores.
Parâmetro RGF 1 RGF 2 RGF 3 RGF 4
Vazão, m
3
h
-1
t, s
V, ms
-1
Hf, m
Re
G, s
-1
G.t
Dean
Germano
η
K
, µm
0,3
18
0,68
2
8471
1048
18550
2995
498
31,3
1,2
18
0,68
2,5
16943
1172
20710
5990
997
29,6
2,8
18
0,68
3,4
25979
1381
23888
9185
1528
27,3
4,8
18
0,68
4,5
33885
1572
27786
11980
1993
25,6
Segundo alguns autores (Elmaleh e Jabbouri, 1991 e Galier et al., 2003) o número de
Reynolds que classifica a transição entre o regime laminar e turbulento difere entre
tubos retilíneos e helicoidais. Normalmente, o número de Re classifica o regime como
sendo laminar para tubos retos em valores em torno de 2100, e esse valor pode ser até 4
vezes maior para tubos helicoidais. Os números de Re mostrados na Tabela 19
evidenciam que o regime hidrodinâmico é turbulento no pequeno tempo de residência
do fluxo hidráulico no interior dos reatores (18 segundos).
Os números teóricos de Re, Camp, Dean e Germano são característicos do fluxo
helicoidal turbulento e caracterizam a elevada energia dissipada na massa líquida, que
promove o contato das partículas com os agentes de desestabilização. Apesar da
turbulência apresentada pelo sistema, através de η
K
é possível constatar que somente
partículas abaixo de 31 micrômetros estariam susceptíveis ao rompimento nos
redemoinhos internos gerados durante o fluxo, estando muito abaixo dos agregados
formados no RGF que oscilam na ordem de 3-6 mm.
5.1.1.2 Avaliação da eficiência de formação de flocos de Fe(OH)
3
A velocidade de sedimentação de todos os flocos formados após a passagem pelos
reatores variou de 16 a 18 mh
-1
(erro médio de 2,5 mh
-1
), com tamanho de flocos de 3 a
4 mm. A turbulência impregnada possibilitou a geração de flocos uniformes (similar
84
velocidade de sedimentação e tamanho), possivelmente pelo fato dos reatores estudados
em diferentes escalas apresentarem condições hidráulicas similares (Tabela 20).
Tabela 20. Características dos flocos formados nos diferentes reatores. Condições:
[Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [Flonex 9045] = 5 mgL
-1
, pH 7,5±0,5.
Reator
Velocidade de
sedimentação, mh
-1
Tamanho dos
flocos, mm
RGF 1
RGF 2
RGF 3
RGF 4
16
± 2,5
17
± 2,5
18
± 2,5
17
± 2,5
3
3,5
4
4
Hameed, Muhammed e Sapre (1995) avaliaram um tubo helicoidal para agregação de
partículas presentes na água bruta (água de rio) para posterior consumo humano. Nesse
estudo foi verificado que uma vez definido o gradiente de velocidade ideal e o tempo de
residência (número de Camp), ocorreu a formação de flocos uniformes ao longo do tubo
helicoidal, sendo uma alternativa viável de substituição ao sistema convencional de
agregação (tanques com agitação mecânica). Leentvaar e Rebhun (1983) avaliaram mais
especificamente a resistência de flocos de Fe(OH)
3
, usando um sistema de agitação
mecânica, e verificaram que esses flocos apresentam elevada resistência e quando
rompidos por um gradiente de velocidade excessivo, não apresentam tendência a re-
floculação. Nos estudos de geração de flocos de Fe(OH)
3
ao longo do RGF, ocorreu a
formação de flocos resistentes, coesos e esféricos (provavelmente pelos choques
ocasionados nas paredes do RGF durante o fluxo no interior do tubo helicóide), sendo
facilmente separados numa etapa posterior de separação sólido-líquido.
5.1.1.3 Comparação do sistema RGF com agitador mecânico
Os resultados de velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função do G.t
empregado para o RGF e a agitação mecânica são mostrados na Figura 38. O RGF
apresenta os maiores valores de velocidade de sedimentação (cerca de 4 vezes maior em
relação ao agitador mecânico) nos menores valores de Camp (G.t de 18 x 10
3
),
atingindo velocidades de sedimentação da ordem de 20 mh
-1
. Para maiores gradientes de
velocidade aplicados no RGF a velocidade de sedimentação decresce, possivelmente
pela ruptura dos flocos de Fe(OH)
3
.
85
As taxas de sedimentação obtidas para o agitador mecânico estão na ordem de 5 mh
-1
para as distintas condições de G.t estudadas. Provavelmente, a energia dissipada pela
elevada rotação da hélice do agitador mecânico e o curto tempo de residência
prejudicaram a formação dos flocos. A maior taxa de sedimentação dos flocos no RGF
indica que as condições hidrodinâmicas no reator helicoidal proporcionam um melhor
contato das partículas com a poliacrilamida formando flocos grandes que sedimentação
facilmente.
0
5
10
15
20
25
18 21 25 28 32 35 39
G.t (x 10
3
)
Veloc. Sedimentação, mh
-1
RGF
Ag. Mecânico
Figura 38. Velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função do G.t
empregado para o RGF e o agitador mecânico. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
,
[Flonex 9045] = 5 mgL
-1
, pH 7,5±0,5.
A Figura 39 mostra a velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da
taxa de cisalhamento (Re e G) aplicada no agitador mecânico. Os resultados mostram
que a velocidade máxima de sedimentação dos flocos é inferior a 6 mh
-1
nas melhores
condições hidrodinâmicas aplicadas (Re ≈ 1,8 x10
6
e G ≈ 1500 s
-1
). O aumento da
velocidade de agitação prejudica a agregação promovendo uma maior ruptura dos flocos
devido ao maior grau de cisalhamento.
86
0
3
6
9
12
01234
Re (x 10
6
)
Vel. sedimentação, mh
-1
500
1000
1500
2000
2500
G, s
-1
Vel. sedimentação
G
Figura 39. Velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função do número de
Re e G no agitador mecânico. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [Flonex 9045] = 5
mgL
-1
, pH 7,5±0,5.
A Figura 40 mostra a velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da
taxa de cisalhamento (Re e G) aplicada no RGF. Os resultados mostram que a
velocidade de sedimentação é máxima (20 mh
-1
) para o menor gradiente de velocidade e
Reynolds investigado (1000 s
-1
e 5000, respectivamente), e decresce com o incremento
do mesmo. O aumento da turbulência do sistema provavelmente ocasiona a ruptura dos
flocos de Fe(OH)
3
.
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20
Re (x 10
3
)
Vel. sedimentação, mh
-1
500
1000
1500
2000
2500
G, s
-1
Vel. sedimentação
G
Figura 40. Velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função do número de
Re e G no RGF. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [Flonex 9045] = 5 mgL
-1
, pH
7,5±0,5.
87
A avaliação do efeito da configuração (helicoidal ou retilínea) do RGF é mostrada na
Figura 41, para as vazões de 2, 4 e 6 Lmin
-1
.
7
8
9
10
11
12
13
14
Vel. Sedimentação, mh
-1
246
Vazão de Alimentação, Lmin
-1
RGF retilíneo
RGF helicoidal
Figura 41. Efeito da configuração do RGF na velocidade de sedimentação dos flocos em
função da vazão de alimentação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [Flonex 9045] = 5
mgL
-1
, pH 7,5±0,5.
Os resultados obtidos mostram que as velocidades de sedimentação dos flocos para o
RGF retilíneo em relação à velocidade de sedimentação dos flocos formados no reator
helicoidal é superior em todas as vazões de alimentação investigadas devido a formação
de flocos maiores. Entretanto, essa diferença não é tão significativa para a maior vazão
de alimentação (6 Lmin
-1
), possivelmente pela ruptura dos flocos em elevadas
velocidades superficiais de escoamento (elevado gradiente de velocidade). A melhor
eficiência de formação dos flocos no RGF helicoidal é explicada em termos da maior
taxa de cisalhamento, fluxo secundário (número de Dean) e do efeito de torção (número
de Germano) que são gerados em sistemas curvos. Galier
et al. (2003) desenvolveram
medidas eletroquímicas do gradiente de velocidade nas paredes de tubos helicoidais e
verificaram que o G não é uniforme na seção transversal do tubo helicoidal, sendo
maior na parede mais externa em relação ao centro de enrolamento da tubulação e
menor na parede mais interna do tubo. Essa desuniformidade do G na seção transversal
de escoamento do fluxo contribui para uma melhor eficiência de mistura (contato).
88
5.1.2. Avaliação do efeito do tipo e concentração de sólidos na geração de flocos
no RGF
A Tabela 21 mostra a densidade dos flocos de Fe(OH)
3
e carvão, o conteúdo de água e a
caracterização do diâmetro de Feret pela microtomografia computadorizada por Raios-
X. Os resultados mostram que os flocos de Fe(OH)
3
apresentam um elevado percentual
de água – 81%, elevada porosidade quando comparados com os flocos de carvão (63 %)
e um diâmetro de Feret maior (alcançando valores de tamanho 10 vezes superior que os
flocos de carvão). Ainda, a alta-resolução da análise microtomográfica mostrou que os
flocos de Fe(OH)
3
apresentam uma estrutura “esponjosa” e os flocos de carvão
apresentam uma estrutura mais compacta.
Tabela 21. Caracterização dos flocos por microtomografia de Raios-X. Condições:
energia = 50 kV, tempo de exposição = 12 s; tempo de varredura = 2 hr 30 min; tempo
de reconstrução = 3 hr 30 min, resolução de reconstrução = 1 voxel (10 x 10 x 10)
µm,
resolução espacial = 10
µm.
Densidade,
gcm
-3
Conteúdo de
água, %
Conteúdo de
partículas, %
Diâmetro de
Feret,
µm
Fe(OH)
3
Carvão
1,10948
2,89894
80,8
63,0
19,2
37,0
50-300
30
A Figura 42 mostra uma seção tranversal de um total de 530 seções transversais da
imagem de análise dos Raios-X de carvão (a) e Fe(OH)
3
(b) obtida com a reconstrução
da imagem em 3D a partir da imagem inicial de tomografia. Essa figura mostra que os
flocos de carvão podem ser facilmente distinguidos, e os flocos de Fe(OH)
3
tendem a
formar agregados, aumentando seu tamanho. A região escura é o meio aquoso e a cor
branca indica a seção do floco, sendo que quanto mais intensa essa cor, mais denso é o
floco (menor porosidade) na seção transversal. O valor da densidade média obtida por
Raios-X é próximo ao valor obtido por sedimentação livre obtido em outro trabalho
(Carissimi e Rubio, 2005).
89
(a)
(b)
Figura 42. Seção transversal do carvão (a) e Fe(OH)
3
(b) flocos da análise das imagens
obtidas pela análise de Raios-X no software Image J. O diâmetro da circunferência é de
4 mm.
No caso dos flocos aerados, a técnica utilizada não permite estimar a densidade e
quantidade de água dos flocos, devido ao elevado tempo de varredura da amostra
(superior a 2 horas), o que acarretaria na ascensão e/ou coalescência das microbolhas,
descaracterizando o floco aerado. Entretanto, esse parâmetro (menor em relação aos
flocos não aerados) foi estimado em função da taxa de ascensão dos flocos e tamanho
dos flocos e das microbolhas (discutido adiante).
Estudos de eficiência de floculação dos distintos polímeros
Poliacrilamidas de alto peso molecular foram avaliadas para a geração de flocos de
carvão e de Fe(OH)
3
com uma concentração de 1 mgL
-1
. Os resultados são mostrados na
Tabela 22.
Tabela 22. Seleção do polímero de melhor eficiência na floculação de carvão e de
Fe(OH)
3
.
Polímero Carga Turbidez residual –
sistema de carvão, NTU
Turbidez residual –
Sistema de Fe(OH)
3
, NTU
CD 650
CP 904
NF 201
NF 301
AF 314
AF 367
Catiônico
Catiônico
Não-iônico
Não-iônico
Aniônico
Aniônico
12
4
34
46
52
55
4
2
16
20
23
30
90
O polímero catiônico de alto peso molecular (CP904) foi selecionado através de estudos
em teste de jarros como o polímero ótimo para a floculação dos colóides de Fe(OH)
3
e
das partículas de carvão, apresentando a menor turbidez residual, e dessa forma, sendo
selecionado para os estudos de floculação. Os flocos de Fe(OH)
3
e carvão gerados com
esse polímero foram maiores e mais resistentes quando comparados com as demais
poliacrilamidas. Franks
et al. (2005) apresentou resultados similares para a floculação
de carvão com um polímero catiônico de alto peso molecular.
Flocos não-aerados
A velocidade de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração da
poliacrilamida catiônica CP 904 e a taxa de sedimentação dos flocos no RGF e no RGF-
S é mostrada na Figura 43. Os resultados da taxa de sedimentação para o RGF-S são
menores em relação à taxa de sedimentação dos flocos formados somente no RGF,
individualmente. Isso pode ser devido que os flocos de Fe(OH)
3
são mais susceptíveis à
ruptura no sistema serpentinado durante a floculação. O mesmo efeito é mostrado na
Figura 44 e Figura 45, com concentrações de 58 e 86 mgL
-1
de Fe(OH)
3
. Entretanto, a
medida que a concentração de Fe(OH)
3
aumenta, a diferença entre a presença ou a
ausência da serpentina (S) anteriormente ao RGF torna-se mais relevante. Em todos os
casos, as taxas de sedimentação para as maiores dosagens de polímero (6-8 mgL
-1
)
foram muito similares, mostrando que maiores dosagens de floculante usadas neste
trabalho, não promoveram maiores flocos de Fe(OH)
3
. Como mostrado na Tabela 21, os
flocos de Fe(OH)
3
apresentam uma elevada porosidade (81% de água) o que pode
aumentar a probabilidade de ruptura desses flocos durante o choque com as paredes da
serpentina, devido ao seu tamanho grande e pela estrutura “esponjosa”. Normalmente,
polímeros de alto peso molecular, como usados nesse trabalho, formam grandes flocos,
porém menos compactos, tornando-os mais susceptíveis à ruptura.
91
0
5
10
15
20
25
30
12468
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
RGF
RGF-S
Figura 43. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Fe(OH)
3
] = 19 mgL
-1
, pH 7,5±0,5.
0
5
10
15
20
25
30
12468
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
RGF
RGF-S
Figura 44. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, pH 7,5±0,5.
92
0
5
10
15
20
25
30
12468
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
RGF
RGF-S
Figura 45. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Fe(OH)
3
] = 86 mgL
-1
, pH 7,5±0,5.
A Figura 46 mostra a taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da concentração de Fe(OH)
3
para os sistemas RGF e RGF-S. Os resultados mostram que para a maior concentração
de Fe(OH)
3
e a maior concentração de polímero, ocorrem maiores taxas de
sedimentação. O arraste hidráulico parece predominar neste caso, com a formação de
uma “malha”, onde os flocos menores são aprisionados e arrastados pelos flocos
maiores. O mesmo efeito é mostrado para o reator serpentinado (Figura 47), entretanto,
com menores taxas de sedimentação devido à ruptura dos flocos no interior da
serpentina. Os estudos de floculação no RGF individualmente formaram flocos mais
“compactos” que são consolidados pelo movimento desordenado no reator tubular
helicoidal.
93
0
5
10
15
20
25
30
35
12468
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
19 mg/L Fe(OH)3
58 mg/L Fe(OH)3
86 mg/L Fe(OH)3
Figura 46. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da concentração de Fe(OH)
3
,
em pH 7,5±0,5 no RGF.
0
5
10
15
20
25
30
35
12468
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
19 mg/L Fe(OH)3
58 mg/L Fe(OH)3
86 mg/L Fe(OH)3
Fe
(
OH
)
3
Fe
(
OH
)
3
Fe
(
OH
)
3
Fe
(
OH
)
3
Fe
(
OH
)
3
Fe
(
OH
)
3
Figura 47. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da concentração de Fe(OH)
3
,
em pH 7,5±0,5 no RGF-S.
A eficiência de floculação dos colóides de Fe(OH)
3
através da avaliação de diferentes
sistemas de floculadores é mostrada na Figura 48. Os sistemas RGF e o RGF-S foram
avaliados para três concentrações de Fe(OH)
3
e uma concentração fixa de polímero de 1
mgL
-1
. No reator serpentinado (RGF-S), ocorre a ruptura dos flocos de Fe(OH)
3
,
94
acarretando em menores taxas de sedimentação (da ordem 10 mh
-1
para a maior
concentração de Fe(OH)
3
) quando comparada para o RGF individualmente, que se
mostrou como a melhor configuração para a agregação do FeOH)
3
, alcançando taxas de
sedimentação da ordem de 17 mh
-1
para a maior concentração de Fe(OH)
3
. Novamente,
a serpentina (S) promove na ruptura dos flocos de Fe(OH)
3
.
0
5
10
15
20
25
30
19 58 86
[Fe(OH)
3
], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
FF
RGF
FF+RGF
S
RGF
RGF-S
Figura 48. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
em função do sistema de
floculação e da concentração de Fe(OH)
3
, [CP904] = 1 mgL
-1
.
Floculação de suspensões de carvão
A velocidade de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e a eficiência de floculação
para os sistemas RGF e RGF-S é mostrada na Figura 49. Os resultados da taxa de
sedimentação para o sistema agregação hidráulica RGF-S são maiores em relação ao
RGF individualmente, para a geração de flocos de carvão. Isso pode ocorrer devido à
melhor agregação do carvão durante a mistura deste com o polímero no interior da
serpentina (S). O mesmo efeito é mostrado Figura 50 e Figura 51, com 1,5 e 3 gL
-1
de
carvão.
Sabah e Cengiz (2004), e Sabah e Erkan (2006) apresentaram resultados similares para a
agregação de carvão, porém com menores taxas de sedimentação (da ordem de 18 mh
-1
)
em relação a este trabalho. Estes autores postulam que o mecanismo de atração
eletrostática localizada (patch) predomina em relação ao mecanismo de pontes
poliméricas para o polímero catiônico, apesar da longa cadeia. Eles sugerem que as
moléculas de polímero catiônico adsorvem de uma forma sobre a superfície das
95
partículas devido a forte atração eletrostática e a pequena habilidade do polímero formar
pontes. O mecanismo de carga localizada é normalmente citado por produzir flocos
relativamente pequenos e baixa taxa de sedimentação.
0
5
10
15
20
25
30
51020
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
RGF
RGF-S
Figura 49. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Carvão] = 0,5 gL
-1
, pH natural 8,3±0,2.
0
5
10
15
20
25
30
51020
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
RGF
FF+RGF
RGF-S
Figura 50. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Carvão] = 1,5 gL
-1
, pH natural 8,3±0,2.
96
0
5
10
15
20
25
30
35
51020
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
RGF
FF+RGF
RGF-S
Figura 51. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e do sistema de floculação.
Condições: [Carvão] = 3,0 gL
-1
, pH natural 8,3±0,2.
A Figura 52 mostra a taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da
concentração da poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da
concentração de partículas de carvão, para o RGF. Os resultados mostram que quanto
maior a concentração de carvão, maior a taxa de sedimentação, porém, não há uma
distinção entre as maiores dosagens de polímero (10 e 20 mgL
-1
). O mesmo efeito é
mostrado com o sistema RGF-S, entretanto, neste caso, há maiores taxas de
sedimentação quando comparado com o RGF individualmente (Figura 53). Neste caso,
devido a menor porosidade dos flocos de carvão (63% de água) e o menor tamanho
desses flocos em relação aos de Fe(OH)
3
, a serpentina auxilia a consolidar os flocos de
carvão e aumentar a densidade específica, promovendo flocos resistentes e com maiores
taxas de sedimentação em relação ao RGF individualmente.
97
0
5
10
15
20
25
30
51020
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
0,5 g/L Carvão
1,5 g/L Carvão
3,0 g/L Carvão
Figura 52. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da concentração das
partículas de carvão, em pH natural (8,3±0,2) no RGF.
0
5
10
15
20
25
30
35
51020
[CP 904], mgL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
0,5 g/L Carvão
1,5 g/L Carvão
3,0 g/L Carvão
Figura 53. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função da concentração de
poliacrilamida catiônica de alto peso molecular [CP 904] e da concentração das
partículas de carvão, em pH natural (8,3±0,2) no RGF-S.
A avaliação da eficiência de floculação do carvão através do emprego de diferentes
sistemas de floculação hidráulica é mostrada na Figura 54. A serpentina (S), o RGF e o
RGF-S foram avaliados para três distintas concentrações de carvão e uma concentração
fixa de polímero CP 904 de 5 mgL
-1
. A presença da serpentina proporcionou um
melhoramento no crescimento dos flocos de carvão, atingindo velocidades de
sedimentação da ordem de 25 mh
-1
, que são maiores quando comparados com a S ou o
98
RGF sozinhos. O menor tamanho e a menor porosidade dos flocos de carvão quando
comparados com os flocos de Fe(OH)
3
podem explicar a melhor eficiência de
floculação com o sistema RGF-S.
0
5
10
15
20
25
30
0,5 1,5 3
[Carvão], gL
-1
Taxa sedimentação, mh
-1
FF
RGF
FF+RGF
S
RGF
RGF-S
Figura 54. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função do sistema de
floculação e da concentração de partículas de carvão, [CP904] = 5 mgL
-1
.
Flocos Aerados
As taxas de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos, para o RGF-
F e o RGF-S individualmente são mostradas nas Figura 55, Figura 56 e Figura 57 para
as concentrações de Fe(OH)
3
de 19, 58 e 86 mgL
-1
, respectivamente. A serpentina (S)
promove a coalescência de bolhas o que é uma desvantagem para a flotação dos flocos,
acarretando em menores taxas de ascensão quando comparados com as taxas de
ascensão sem a presença do serpentinado. A taxa ar-sólidos é da mesma ordem de
magnitude de trabalhos anteriores sobre a flotação de flocos de Fe(OH)
3
(Carissimi e
Rubio, 2005). A faixa da taxa de ar-sólidos 0,01 a 0,05 mgmg
-1
nos sistemas de
floculação em linha são explicadas devido a melhor eficiência de colisão, adesão e
aprisionamento das microbolhas (30-70 micrômetros) (Rodrigues e Rubio, 2003) no
interior ou na superfície dos flocos, o que não ocorre no processo convencional de
flotação por ar dissolvido.
99
40
80
120
160
0,01 0,02 0,05
Razão ar-sólidos, mgmg
-1
Taxa Ascensão, mh
-1
RGF
FF+RGF
Figura 55. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e do
sistema de floculação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 19 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH
7,5±0,5.
40
80
120
160
0,01 0,02 0,05
Razão ar-sólidos, mgmg
-1
Taxa Ascensão, mh
-1
RGF
FF+RGF
RGF-S
RGF-S
RGF-F
RGF-F
Figura 56. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e do
sistema de floculação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH
7,5±0,5.
100
40
80
120
160
0,01 0,03 0,05
Taxa ar-sólidos, mgmg
-1
Taxa Ascensão, mh
-1
RGF
FF+RGF
Figura 57. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e do
sistema de floculação. Condições: [Fe(OH)
3
] = 86 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH
7,5±0,5.
A Figura 58 mostra a taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-
sólidos e da concentração de Fe(OH)
3
no RGF. Os resultados mostram que quanto
maior a concentração de Fe(OH)
3
, maior é a taxa de ascensão dos flocos. O mesmo
efeito é mostrado para o sistema RGF-S (Figura 59), porém com menores taxas de
ascensão de quando o RGF é usado sozinho.
40
80
120
160
0,01 0,02 0,05
Taxa ar-sólidos, mgmg
-1
Taxa Ascensão, mh
-1
19 mg/L Fe(OH)3
58 mg/L Fe(OH)3
86 mg/L Fe(OH)3
RGF-S
Fe(OH)
3
Fe(OH)
3
Fe(OH)
3
RGF-F
Figura 58. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e da
concentração de Fe(OH)
3
. Condições: [CP904] = 1 mgL
-1
, pH 7,5±0,5 no RGF.
101
40
80
120
160
0,01 0,02 0,05
Taxa ar-sólidos, mgmg
-1
Taxa Ascensão, mh
-1
19 mg/L Fe(OH)3
58 mg/L Fe(OH)3
86 mg/L Fe(OH)3
Fe(OH)
3
Fe(OH)
3
Fe(OH)
3
Figura 59. Taxa de ascensão dos flocos de Fe(OH)
3
em função da taxa ar-sólidos e da
concentração de Fe(OH)
3
. Condições: [CP904] = 1 mgL
-1
, pH 7,5±0,5 no RGF-S.
Os resultados comparativos obtidos neste trabalho indicam que as taxas de separação
dos flocos aerados são da ordem de cinco vezes maiores em relação à sedimentação dos
flocos. A taxa de flotação dos flocos aerados (5–8 mm), alcançando valores da ordem de
100 mh
-1
, resulta do volume de ar no interior da estrutura do floco acrescido do volume
de bolhas aderidas na interface floco/água. Dessa forma, o cálculo do diâmetro
equivalente das bolhas que forneceria tais valores de ascensão foi realizado e
comparado com a velocidade de ascensão dos flocos formados no RGF (Figura 60).
Assim, o diâmetro de bolhas equivalente, calculado pela equação de Stokes para as
taxas de ascensão de 67 a 140 mh
-1
, resultaria em bolhas de ar com tamanhos entre 190
e 260
µm. O tamanho das microbolhas injetadas pelo processo FAD foram medidas
experimentalmente (Rodrigues e Rubio, 2003), obtendo-se valores entre 30 e 70
µm.
Portanto, a explicação mais plausível para esse fenômeno relaciona-se com o volume de
ar no interior dos flocos, que diminui consideravelmente a densidade dos flocos de
acordo com o número e o tamanho das bolhas aderidas e aprisionadas (Figura 61), cujas
densidades oscilam entre 0,7 e 0,9 gcm
-3
, dependendo do tamanho do floco aerado e do
tamanho da microbolha de ar. Ainda, esses valores, quando comparados ao sistema
convencional de FAD são mais elevados, significando que o uso do RGF como um
contator bolha/floco pode levar à sistemas com maior capacidade de flotação. Alguns
autores (Haarhoff e Edzwald, 2001; Rubio
et al., 2002; Rubio, 2003; Rosa e Rubio,
102
2005; Carissimi e Rubio, 2005) elucidam esse fenômeno em termos da probabilidade
das bolhas, oclusas ou aprisionadas, coalescerem no interior dos flocos.
150
200
250
300
60 90 120 150
Taxa Ascensão, mh
-1
Tamanho Equivalente,
µ
m
Figura 60. Tamanho de bolhas equivalente em função da taxa de ascensão dos flocos
aerados. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH 7,5±0,5; taxa ar-
sólidos = 0,02 mgmg
-1
.
0,4
0,6
0,8
1
1,2
150 200 250 300
Tamanho Flocos,
µ
m
Densidade Flocos, gcm
-3
10 micrômetros
35 micrômetros
60 micrômetros
90 micrômetros
Figura 61. Densidade dos flocos em função do tamanho das bolhas e do tamanho dos
flocos aerados. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1 mgL
-1
, pH 7,5±0,5; taxa
ar-sólidos = 0,02 mgmg
-1
.
O número de bolhas aderidas por floco, de acordo com o tamanho das bolhas e dos
flocos é mostrada na Figura 62. Evidentemente, é mostrado que há um maior número de
bolhas aderidas e/ou aprisionadas aos flocos para bolhas de menor tamanho, porém o
103
volume total de ar das bolhas é aumentado com o aumento do diâmetro da bolha (Figura
63).
1
10
100
1000
150 200 250 300
Tamanho Flocos,
µ
m
Bolhas/Floco
10 micrômetros
35 micrômetros
60 micrômetros
90 micrômetros
Figura 62. Número de bolhas aderidas e aprisionadas nos flocos aerados de acordo com
o tamanho das bolhas e dos flocos. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1
mgL
-1
, pH 7,5±0,5; razão ar-sólidos = 0,02 mgmg
-1
.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
150 200 250 300
Tamanho Flocos,
µ
m
Volume de ar (x10
-7
), cm
3
10 micrômetros
35 micrômetros
60 micrômetros
90 micrômetros
Figura 63. Volume total de ar das bolhas aderidas e aprisionadas nos flocos em função
do tamanho das bolhas e dos flocos. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP904] = 1
mgL
-1
, pH 7,5±0,5; razão ar-sólidos = 0,02 mgmg
-1
.
Nos estudos com o RGF-F, para a geração de flocos aerados, foram obtidas taxas de
ascensão acima de 120 mh
-1
para os flocos de Fe(OH)
3
, entretanto, não foi possível a
geração de flocos aerados para os flocos de carvão, provavelmente por apresentar uma
estrutura mais compactada e densa o que dificulta o aprisionamento de ar no interior dos
flocos.
104
5.1.3. Avaliação do efeito da torção e da curvatura na eficiência de geração de
flocos no RGF
O efeito do passo (distância entre os anéis do RGF) e Re (nos três regimes de fluxo:
laminar, intermediário e turbulento) e a influência na velocidade de sedimentação dos
flocos de Fe(OH)
3
são mostrados na Figura 64. Para todos os casos avaliados, as
maiores taxas de sedimentação foram de 14 a 3 mh
-1
para o maior Re aplicado (8470) e
sem passo entre os anéis do reator. Nos menores valores de Re (1695 e 4235), em todos
os casos, a menor eficiência na taxa de agregação pode ser devido a baixa taxa de
turbulência ou menor taxa de cisalhamento, o que é requerido para a formação dos
flocos. Ainda, a medida que o passo aumenta (tendendo a extender o RGF até alcançar
um formato linear), a diferença entre os números de Re para o mesmo passo aplicado
decresce consideravelmente. Isso pode ser explicado pelo fato que extendendo o tubo, a
mistura, devido as forces centrífugas, decresce e a diferença entre os números de Re
também torna-se não tão significativo para a geração de flocos.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 204080160Linear
Passo, mm
Taxa Sedimentação, mh
-1
Re= 1695
Re= 4235
Re= 8470
Figura 64. Taxa de sedimentação dos flocos em função do passo entre os anéis do RGF
e o número de Re. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP 904] = 4 mgL
-1
.
A Figura 65 mostra a taxa de sedimentação dos flocos em função da razão torção-
curvatura (
λ) e do número de Re. Os resultados, para todos os valores de Re avaliados,
são similares e mostram que a taxa de sedimentação decresce a medida que
λ aumenta,
o que significa menores curvaturas e maiores valores do parâmetro de torção, tendendo
a um tubo estendido. Esse fenômeno pode ser explicado pela baixa mistura, devido a
ausência das forças centrífugas (fluxos secundários) à medida que o formato do tubo
105
tende à linearidade. As fotos dos flocos formados nas distintas condições são mostradas
na Figura 66, onde se observa que para uma situação onde há maior curvatura (sem
passo entre os anéis do RGF) os flocos do tubo oscilam entre 2-3 mm, e o tamanho dos
mesmos é reduzido quando o passo é aumentado, até alcançar um ponto (formato linear)
onde não há a formação de flocos. Ainda, é mostrado que a medida que a eficiência de
floculação decresce, a cor amarelo-alarajanda torna-se mais evidente no meio aquoso.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3
λ
Taxa Sedimentação, mh
-1
Re= 1695
Re= 4235
Re= 8470
Figura 65. Taxa de sedimentação dos flocos em função da razão torção-curvatura (
λ) e
do número de Re. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP 904] = 4 mgL
-1
.
Figura 66. Geração de flocos de Fe(OH)
3
em função do passo entre os anéis do RGF.
Condições: Re = 8470, [CP 904] = 4 mgL
-1
. O passo e a escala estão mostradas no canto
inferior direito de cada figura.
2.5 mm
2.5 mm
0 mm0 mm
80 mm80 mm
2.5 mm
20 mm
2.5 mm
40 mm
2.5 mm
160 mm
2.5 mm
Linear
20 mm 160 mm
Linear
106
Os dados de sedimentação dos flocos em função da curvatura (
δ) e do número de
Reynolds são mostrados na Figura 67. Os resultados mostram que a taxa de
sedimentação é aumentada a medida que o valor de
δ aumenta (maior curvatura). Esses
resultados podem ser explicados pela condição de maior mistura devido as forças
centrífugas (fluxos secundários) à medida que o formato do tubo tende a ficar mais
helicoidal. De acordo com alguns autores (Hüttl e Friedrich, 2000), a curvatura
proporciona um maior efeito no fluxo secundário através de tubos curvos do que a
torção, entretanto, a torção não pode ser completamente negligenciada.
0
2
4
6
8
10
12
14
0 0,005 0,015 0,035
δ
Taxa Sedimentação, mh
-1
Re= 1695
Re= 4235
Re= 8470
Figura 67. Taxa de sedimentação dos flocos em função da curvatura (δ) e do número de
Re. Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP 904] = 4 mg L
-1
, τ = 0,078.
Alguns autores (Yamamoto, Yanase e Yoshida, 1994) estudaram numericamente o
efeito da curvatura e da torção no fluxo hidráulico ao longo de um tubo helicoidal de
seção transversal circular e os resultados mostraram que a torção apresenta efeitos no
fluxo. Foi verificado que o duplo vórtice característico do fluxo secundário foi
distorcido e se aproximando a um único vórtice
βo ≥ 0,8, quando Dn = 100 e δ = 0,01.
A Figura 68 mostra os resultados da taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
para
valores de
βo abaixo e acima de 0,8 (dois e um vórtice de acordo com a investigação
teórica desses autores). Neste caso, os resultados de sedimentação mostraram menores
taxas em relação à outros estudos mostrados neste trabalho. Ainda, pelo aumento de
βo,
há uma pequena diferença entre os dados de sedimentação. Isso pode ser devido ao
baixo número de Dn aplicado (o que significa menor turbulência), para usar os mesmos
parâmetros e comparar com os estudos numéricos. Também, o aumento de
βo
107
representa uma maior torção (uma vez que a curvatura foi mantida constante, nesse
caso). Esses dados confirmam o que alguns autores têm investigado sobre a menor
influência da torção sobre o fluxo e seus efeitos secundários, e, a formação de flocos
parece estar mais sensível ao número de Dn do que ao efeito de torção.
0
2
4
6
8
10
12
0,45 0,55 0,79 1,02 1,77
βο
Taxa Sedimentação, mh
-1
Dn= 100 Dn= 500 Dn= 1000 Dn= 2000 Dn= 3000
Figura 68. Taxa de sedimentação dos flocos em função do parâmetro de torção (βο) e
do número de Dean(Dn). Condições: [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
, [CP 904] = 1 mgL
-1
, δ =
0,010.
A Figura 69 mostra o efeito do passo e do número de Re na velocidade de sedimentção
dos flocos de carvão. Em todos os casos avaliados, as maiores velocidades de
sedimentação variaram de 13 a 5 mh
-1
para o maior Re aplicado (8470) e sem passo
entre os anéis do reator.
Em todos os casos, nos menores valores de Re (1695 e 4235), a
menor eficiência de agregação pode ser devido à menor turbulência, requerida para a
formação dos flocos. Ainda, a medida que o passo aumenta (tendendo a estender o RGF
até um formato linear), a diferença entre os números de Re para o mesmo passo
aplicado decresce consideravelmente. Isso pode ser devido ao fato que enquanto o tubo
é linear, a mistura devido às forças centrífugas e a diferença entre os números de Re
também torna-se insignificante para a geração de flocos. Ainda, é importante ressaltar
que a medida que a torção aumenta, os limites de Re para os fluxos laminar,
intermediário e turbulento, seguem a classificação de um tubo linear.
108
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 204080160Linear
Passo, mm
Taxa Sedimentação, mh
-1
Re= 1695
Re= 4235
Re= 8470
Figura 69. Taxa de sedimentação dos flocos de carvão em função do passo entre os
anéis do reator e do número de Re. Condições: [Carvão] = 1,5 gL
-1
, [CP 904] = 5 mgL
-1
.
Uma comparação entre os flocos de Fe(OH)
3
e de carvão é mostrada na Figura 70. Os
flocos de carvão apresentam uma maior taxa de sedimentação, devido a sua maior
densidade (2,899 gcm
-3
), mas o comportamento para ambos os sistemas é similar, ou
seja, com um aumento na velocidade de sedimentação quando o Re aumenta e alcança
em torno de 8500 (fluxo turbulento para unidades helicoidais). Após esse valor, a taxa
de sedimentação não é tão significante para os valores avaliados na região turbulenta.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
1694 3389 5083 6777 8471 10166
Re
Taxa Sedimentação, mh
-1
Fe(OH)3
Carvão
Fe(OH)
3
Figura 70. Taxa de sedimentação dos flocos de Fe(OH)
3
e carvão em função do número
de Re. Condições: [CP904] = 1 mgL
-1
, [Fe(OH)
3
] = 58 mgL
-1
e [CP904] = 5 mgL
-1
,
[carvão] = 1,5 gL
-1
, tempo de residência = 17 s.
109
5.2. Aplicações
5.2.1. Aplicação do RGF para desestabilização de óleos
A geração de efluentes oleosos é comum em muitos processos industriais (indústrias
petroquímica, metalúrgica, extrativa, por exemplo), uma vez que os combustíveis
fósseis, como o petróleo e seus subprodutos, são fonte de matéria-prima e geração de
energia. A presença de óleos nos corpos hídricos resulta em prejuízos na aeração e
iluminação natural, devido à formação de um filme insolúvel na superfície, causando
efeitos nocivos sobre a fauna e a flora aquática (Rosa, 2002).
Quando dispersas, as gotas de óleo apresentam diâmetro entre 50 e 150 micrômetros, e
podem ser removidas por processos gravitacionais. Contudo, a eficiência de separação
depende da distribuição de tamanho das gotas e da presença ou não de agentes de
estabilização. No caso de óleos emulsificados, o diâmetro e a distribuição do tamanho
das gotas, situa-se abaixo de 50 micrômetros, sendo necessário o emprego de processos
mais sofisticados tais como a centrifugação ou a flotação, associado ao uso de produtos
químicos, para o tratamento.
O processo de flotação tem sido usado para a remoção de óleos emulsificados,
principalmente através da flotação por ar dissolvido (FAD) e da flotação por ar induzido
(FAI). Entretanto, esses processos são de cinética lenta (baixa capacidade), dificultando
o emprego no tratamento de grandes volumes de efluentes e que requerem alta taxa de
processamento.
Dessa forma, Rosa e Rubio (2005) desenvolveram uma tecnologia inovadora para o
tratamento de efluentes oleosos por floculação e flotação em linha, denominado de FF.
O sistema de floculação-flotação é composto por um “floculador serpentinado” que
promove a geração de flocos poliméricos aerados que são removidos num tanque de
separação. Os flocos são rapidamente formados no interior do floculador e apresentam
uma densidade muito baixa devido ao ar que fica aprisionado nos flocos. Os estudos
com a aplicação do FF mostraram elevada eficiência de remoção de óleo (> 90 %), com
o emprego de polímeros floculantes de alto peso molecular.
Nesse estudo, foi avaliada a eficiência do emprego do RGF, como reator contator, para
a desestabilização de emulsões óleo-água, com o emprego de uma poliacrilamida de alto
peso molecular para a separação de fases.
110
Os dados de desestabilização da emulsão de óleo diesel empregando o polímero
catiônico de alto peso molecular Flonex 9045
TM
é mostrado na Figura 71. Os resultados
mostram que mesmo nas menores concentrações do polímero floculante (5 mgL
-1
) são
suficientes para desestabilizar a emulsão, atingindo eficiências de remoção de óleo
acima de 90%. As concentrações de oleo residual ficaram em torno de 6-9 mgL
-1
. A
elevada cinética de separação é atribuída à elevada turbulência que é promovida no
interior do RGF.
0
20
40
60
80
100
0204060
[Flonex 9045], mgL
-1
Remoção de óleo, %
0
20
40
60
80
100
Residual de óleo, mgL
-1
Remoção de óleo
Residual de óleo
Figura 71. Desestabilização da emulsão de óleo diesel usando o polímero catiônico
Flonex 9045. Condições: [emulsão o/w] = 100 mgL
-1
, [lauril éter sulfato de sódio] = 1
mgL
-1
, temperatura = 20ºC, vazão de alimentação = 3 Lmin
-1
.
Neste caso, o efeito de floculação na desestabilização da emulsão de oleo foi alcançado
devido à elevada turbulência promovida no RGF com gradientes de velocidade acima de
1400 s
-1
(para uma vazão de alimentação de 3 Lmin
-1
) (Carissimi e Rubio, 2005b). O
lauril éter sulfato de sódio usado anteriormente ao polímero floculante permitiu atingir
melhores resultados de remoção de óleo com baixas dosagens (Palanuwech e Coupland,
2003). Outros resultados de validação desta técnica de alta taxa estão em andamento.
5.2.2. Clarificação da água bruta para consumo doméstico
A sedimentação é a operação unitária mais comum no tratamento primário de águas de
abastecimento, porém este processo demanda grandes áreas devido à baixa taxa de
processamento. Com o crescimento das cidades, cada vez mais, torna-se imprescindível
a adoção de tecnologias com maior capacidade de tratamento e com menor área
111
superficial ocupada, devido às menores áreas superficiais disponíveis nos grandes
centros e a redução de custos com obras civis de grande porte.
Nesse item são expostos e discutidos os principais tópicos relacionados com a aplicação
do RGF acoplado à célula FADAT, e a avaliação da eficiência de clarificação da água
para consumo humano em termos de redução de turbidez e cor, numa Estação de
Tratamento de Água de Porto Alegre. Foram avaliados diferentes reatores para
agregação (taxas de aplicação) em diferentes taxas de reciclo na FADAT. Os resultados
obtidos com o sistema RGF-FADAT são discutidos e comparados com os resultados
obtidos no tratamento empregado pela ETA por coagulação-floculação-sedimentação.
5.2.2.1 Caracterização da água
Os parâmetros físicos, químicos e físico-químicos sobre a qualidade da água bruta na
ETA São João são apresentados na Tabela 23. Os dados mostrados são os valores
médios do mês de janeiro e fevereiro de 2005. Nos meses de verão, é comum a água
bruta apresentar baixa turbidez e carga orgânica, devido principalmente à precariedade
de chuvas, baixa velocidade de deságüe dos rios Jacuí, Caí, Sinos e Gravataí no delta do
Guaíba e, conseqüentemente a deposição do material em suspensão no leito do lago.
Além da presença de partículas minerais (argilas, óxidos e hidróxidos de alumínio e
ferro, asbestos, sílica, etc.) e partículas orgânicas (vírus, bactérias, cistos protozoários,
substâncias húmicas, algas cianofíceas, etc), as águas do lago Guaíba apresentam
nutrientes oriundos de despejos domésticos e industriais que possibilitam o
desenvolvimento de algas cianofíceas (tamanho entre 5 e 50
µm). Essas têm
comprometido a qualidade da água tratada, conferindo odor e sabor que não são
prontamente removidos durante o tratamento (Droste, 1997; DMAE, 2005; Acero
et al.,
2005).
Outra característica importante na água bruta é a presença de mexilhões dourados
(
Limnoperna fortunei), oriundos da água de lastro de navios vindos do sudeste asiático
(Magara
et al., 2001; Juras, 2003). Esses moluscos bivalves alteram o ecossistema
natural das costas litorâneas e incrustam-se em tubulações, filtros e equipamentos de
bombeamento das estações de tratamento de água causando sérios problemas
operacionais, além da contaminação da água por sua mortandade e deterioração em
massa (Silva
et al., 2002; Mansur et al., 2003).
112
Tabela 23
. Parâmetros físicos, químicos e físico-químicos sobre a qualidade da água
bruta tratada na ETA. Fonte: Selau (2005).
Parâmetro Água Bruta
pH
Turbidez, NTU
Cor, mgL
-1
Pt-Co
Matéria Orgânica, mgL
-1
Alcalinidade, mgL
-1
de CaCO
3
CO
2
livre, mgL
-1
Oxigênio Dissolvido, mgL
-1
Temperatura, ºC
*Sólidos Totais, mgL
-1
*Sólidos Suspensos, mgL
-1
*Sólidos Dissolvidos, mgL
-1
*Condutividade, µScm
-1
*Tensão Superficial, mNm
-1
*Dureza Total, mgL
-1
CaCO
3
6,5
15
55
5,0
21
11,8
1,95
27,6
167
141
26
71,8
70,6
91,7
* Determinados no LTM-UFRGS.
5.2.2.2 Estudo da otimização da poliacrilamida no RGF
A eficiência de redução de turbidez em função da concentração da poliacrilamida
SA920PWG é mostrada na Figura 72. Os resultados mostram que para as concentrações
de 2 e 6 mgL
-1
ocorre um decréscimo na redução da turbidez ao longo do tempo de 60
minutos. Entretanto, a concentração de 4 mgL
-1
apresentou uma redução satisfatória e
praticamente constante durante todo o período de ensaio, sendo adotada para os demais
estudos. De fato, de acordo com Gregory (1988) e Biggs
et al. (2000), a taxa de
agregação polimérica é função do número de partículas e do número de moléculas de
polímero por unidade de volume. Nesse caso, a quantidade de polímero adicionada deve
ser suficiente para promover a floculação e não deve ser excessiva em relação ao
número de partículas, pois além de ter um excesso de floculante, eventualmente ocorre
o processo contrário de restabilização das partículas (estabilização estérica).
113
0
20
40
60
80
100
0 1530456
Tempo, min
Redução Turbidez, %
0
2 mg/L
4 mg/L
6 mg/L
Figura 72
. Redução de turbidez em função do tempo para diferentes concentrações da
poliacrilamida SA920PWG. Condições do ensaio: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
,
taxa de reciclo = 40 %, pressão de saturação = 4 atm, RGF 1, pH 6,6
± 0,4.
5.2.2.3 Redução de turbidez e cor com o sistema RGF-FADAT
A Tabela 24 mostra a eficiência de redução de turbidez e a turbidez residual em função
do tempo para diferentes taxas de reciclo, com o uso do RGF 1. A maior eficiência de
redução de turbidez ocorre para a taxa de reciclo de 30%. Para a taxa de reciclo de 20%
não há uma boa redução de turbidez provavelmente devido ao número de bolhas
geradas ser inferior ao requerido. O excesso de microbolhas, para as taxas de reciclo de
40 e 50% acaba prejudicando a flotação das partículas. Os resultados mostram uma
perda de eficiência nos primeiros 30 minutos devido à entrada da água bruta com os
flocos em suspensão, porém os resultados permanecem praticamente constantes até o
período final de 120 minutos de ensaio, atingindo uma eficiência média de 87% de
redução de turbidez para a taxa de reciclo de 30%. Embora todos os resultados de
turbidez residual apresentem valor abaixo do máximo permitido de 5 unidades de
turbidez (UT) pela Portaria 518 (2004), a taxa de reciclo de 30% apresenta os menores
valores de turbidez, devido a maior eficiência de flotação. As taxas de reciclo de 20, 40
e 50% apresentam maiores valores residuais devido a não flotação de todos os flocos ou
rompimento desses pelo excesso de microbolhas.
114
Tabela 24. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da taxa de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40
e 50 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, RGF 1, pH 6,6 ± 0,4.
Redução de turbidez, % Turbidez residual, NTU
20% 30% 40% 50% 20% 30% 40% 50%
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
81,9
79,5
79,1
78,3
77,7
78,0
87,5
86,7
86,4
85,6
85,9
86,6
82,7
79,5
80,0
80,8
81,5
80,9
77,8
76,9
74,3
73,8
72,0
72,9
2,8
3,2
3,3
3,4
3,5
3,4
2,0
2,1
2,1
2,3
2,2
2,1
2,3
2,7
2,6
2,5
2,4
2,5
3,3
3,5
3,9
3,9
4,2
4,1
A floculação de partículas pode remover além de sólidos em suspensão outras
substâncias decorrentes da degradação da matéria orgânica, e, ainda, auxiliar na redução
de alguns poluentes, pesticidas, vírus (associados à matéria particulada orgânica e
inorgânica) e íons metálicos naturais como o ferro e o manganês. Esses poluentes estão
associados à cor aparente das águas, pois apresenta como agentes causadores
substâncias húmicas e fúlvicas, as quais se apresentam sempre em estado coloidal (Leal
e Libânio, 2002).
Outra considerável importância atribuída a agregação e separação por flotação está na
remoção de cistos e oocistos de protozoários, sobre os quais a ação dos desinfetantes
mais comumente utilizados não se apresenta de forma muito eficiente (Gregor
et al.,
2002). O monitoramento do parâmetro cor é de fundamental importância nas ETAs,
pois implicitamente está associado aos produtos da decomposição da matéria orgânica,
precursores de substâncias potencialmente carcinogênicas, quando essa água é
desinfetada por compostos inorgânicos de cloro (Leal e Libânio, 2002). A Tabela 25
mostra os resultados de redução de cor e cor residual em função do tempo de ensaio e
da taxa de reciclo.
Os resultados mostram que de uma maneira geral, as maiores taxas de reciclo (50%) são
mais eficientes na redução da cor. Provavelmente, isso deve-se ao maior número de
bolhas disponíveis para a flotação da matéria coloidal em suspensão. Os mecanismos de
redução da matéria orgânica dissolvida, e conseqüentemente da cor, ocorre por
mecanismos similares ao da redução da turbidez, ou seja, através de mecanismos de
rec.
tempo
115
adsorção-neutralização de cargas, varredura, e formação de pontes poliméricas quando
empregado polímeros floculantes. Assim, são formados agregados com tamanhos
compatíveis para serem removidos por microbolhas de ar (30-70
µm), geradas pelo
processo de flotação por ar dissolvido (Rodrigues e Rubio, 2003). Os resultados de cor
aparente residual mostram que em todos os casos a cor residual está abaixo de 15
unidades Hazen, (limite máximo da Portaria 518, 2004). Nas melhores condições (50 %
de taxa de reciclo) o resultado médio é de 7 unidades Hazen de cor residual. A água de
saída dos decantadores da ETA apresenta uma cor residual média de 10 Hz (Selau,
2005), ou seja, os valores obtidos com o sistema RFG-FADAT, nesse caso, estão
próximos aos valores encontrados na água de saída dos decantadores.
Tabela 25
. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da taxa de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40 e 50 %,
pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, RGF 1, pH 6,6 ± 0,4.
Redução de cor % Cor residual, Hz
20% 30% 40% 50% 20% 30% 40% 50%
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
51,8
46,4
50,0
50,0
50,0
50,0
51,7
63,8
65,5
63,8
62,1
55,2
62,7
64,7
52,9
78,4
76,5
76,5
72,7
72,7
72,7
70,9
63,6
65,5
13,5
15,0
14,0
14,0
14,0
14,0
14,0
10,5
10,0
10,5
11,0
13,0
9,5
9,0
12,0
5,5
6,0
6,0
7,5
7,5
7,5
8,0
10,0
9,5
A Tabela 26 mostra a eficiência de redução de turbidez e turbidez residual em função do
tempo para diferentes taxas de reciclo (20, 30, 40 e 50%), com o uso do RGF 2. A
maior eficiência de redução de turbidez ocorre para a taxa de reciclo de 30%. Para a
taxa de reciclo de 20% não há uma boa redução de turbidez provavelmente devido ao
menor número de bolhas geradas, de forma comparativa às outras faixas. O excesso de
microbolhas, para as taxas de reciclo de 40 e 50% possivelmente prejudica a flotação
das partículas. Os resultados mostram que há uma perda de eficiência nos primeiros 30
minutos devido à entrada da água bruta com os flocos em suspensão, porém os
resultados permanecem praticamente constantes até o período final de 120 minutos de
ensaio, atingindo uma eficiência média de 77% de redução de turbidez. Embora todos
os resultados de turbidez residual apresentem valor abaixo do máximo permitido de 5
UT pela Portaria 518 (2004), a taxa de reciclo de 30% apresenta os menores valores de
rec.
tempo
116
turbidez residual, devido a maior eficiência de flotação. As taxas de reciclo de 20, 40 e
50% apresentam maiores valores residuais devido a não flotação de todos os flocos ou
rompimento desses pelo número excessivo de microbolhas, que podem causar um
turbilhonamento do sistema e acabam prejudicando a flotação dos flocos.
Tabela 26. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da taxa de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 10 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40
e 50 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4.
Redução de turbidez, % Turbidez residual, NTU
20% 30% 40% 50% 20% 30% 40% 50%
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
70,2
70,8
69,0
67,7
67,6
65,8
76,0
75,6
76,9
75,6
75,7
76,4
74,9
72,1
71,9
71,9
71,6
73,9
69,5
70,3
68,1
64,8
66,7
65,4
3,4
3,3
3,5
3,6
3,6
3,8
2,1
2,2
2,1
2,2
2,2
2,1
2,2
2,5
2,5
2,5
2,5
2,3
3,1
3,1
3,3
3,6
3,4
3,6
Nos estudos onde foi aplicada de uma vazão de 10 Lmin
-1
e o RGF 2, a redução de cor
foi praticamente constante (50 %) em todas as taxas de reciclo (Tabela 27). Os
resultados mostram que os valores de redução apresentam maior estabilidade a partir
dos 75 minutos de ensaio. A cor residual em função do tempo em todos os casos os
valores ficaram abaixo de 12,5 Hz, e conseqüentemente inferiores ao valor máximo
permitido pela Portaria 518 (2004) de 15 Hz. Os resultados obtidos foram semelhantes
aos obtidos no tratamento por sedimentação na estação São João de 10 unidades Hazen.
Tabela 27. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da taxa de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 10 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40 e 50%,
pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4.
Redução de cor % Cor residual, Hz
20% 30% 40% 50% 20% 30% 40% 50%
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
56,3
58,3
52,1
47,9
52,1
47,9
56,5
52,2
54,3
50,0
50,0
52,2
56,1
56,1
56,1
56,1
53,7
53,7
61,9
57,1
52,4
50,0
47,6
50,0
10,5
10,0
11,5
12,5
11,5
12,5
10,0
11,0
10,5
11,5
11,5
11,0
9,0
9,0
9,0
9,0
9,5
9,5
8,0
9,0
10,0
10,5
11,0
10,5
rec.
tempo
rec.
tempo
117
A Tabela 28 mostra a eficiência de redução de turbidez e a turbidez residual em função
do tempo para diferentes taxas de reciclo (20, 30, 40 e 50%), com o uso do RGF 3. A
maior eficiência de redução de turbidez ocorre para a taxa de reciclo de 30%. Para a
taxa de reciclo de 20% não há uma boa redução de turbidez provavelmente devido ao
número de bolhas geradas ser inferior ao requerido. O excesso de microbolhas, para as
taxas de reciclo de 40 e 50% acaba prejudicando a flotação dos flocos.
Os resultados mostram uma perda de eficiência nos primeiros 30 minutos devido à
entrada da água bruta com os flocos em suspensão, porém os resultados permanecem
praticamente constantes até o período final de 120 minutos de ensaio, atingindo uma
eficiência média de 75% de redução de turbidez. Embora todos os resultados da turbidez
residual em função do tempo apresentem valor abaixo do máximo permitido de 5 UT
pela Portaria 518 (2004), a taxa de reciclo de 40% apresenta os menores valores de
turbidez residual (~ 3,0 NTU), devido a maior eficiência de flotação. As taxas de reciclo
de 20 e 30 % apresentam maiores valores residuais devido a não flotação de todos os
flocos, e no caso de 50 % de taxa de reciclo, pode ocorrer o rompimento desses pelo
excesso de microbolhas, que aumentam o turbilhonamento no interior da célula. Nessa
condição, com o emprego do RGF 3 (taxa de aplicação de 10 m
3
m
-2
h
-1
), a turbidez
residual fica em média 1 unidade acima do normalmente obtido pela ETA.
Tabela 28. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da taxa de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 15 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40
e 50 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, RGF 3, pH 6,6 ± 0,4.
Redução de turbidez, % Turbidez residual, NTU
20% 30% 40% 50% 20% 30% 40% 50%
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
71,6
70,3
69,7
68,2
68,1
68,2
75,0
75,9
73,8
75,5
71,1
73,1
71,2
71,7
70,4
65,1
65,4
65,3
65,7
64,4
65,5
64,8
62,8
63,5
3,8
4,0
4,1
4,3
4,3
4,3
2,9
2,8
2,9
3,5
3,4
3,4
3,6
3,5
3,8
3,5
4,1
3,9
4,6
4,7
4,6
4,7
4,9
4,8
rec.
tempo
A redução de cor e a cor residual em função do tempo e da taxa de reciclo são
mostradas na Tabela 29. Como observado para a vazão de 5 Lmin
-1
, as maiores taxas de
118
redução estão para as maiores taxas de reciclo, devido principalmente ao maior número
de bolhas, o que facilita a flotação do material floculado.
Tabela 29. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da taxa de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 15 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 30, 40 e 50
%, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, RGF 3, pH 6,6 ± 0,4.
Redução de cor % Cor residual, Hz
20% 30% 40% 50% 20% 30% 40% 50%
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
56,3
58,3
52,1
47,9
52,1
47,9
56,5
52,2
54,3
50,0
50,0
52,2
56,1
56,1
56,1
56,1
53,7
53,7
61,9
57,1
52,4
50,0
47,6
50,0
10,5
10,0
11,5
12,5
11,5
12,5
10,0
11,0
10,5
11,5
11,5
11,0
9,0
9,0
9,0
9,0
9,5
9,5
8,0
9,0
10,0
10,5
11,0
10,5
Os valores residuais médios de cor estão em torno de 8 Hz, abaixo dos valores médios
de cor residual analisados para a água de saída dos decantadores na ETA São João (10
Hz), e inferiores aos limites estabelecidos pela Portaria 518 (2004).
Os RGFs 1 e 2 apresentaram uma turbidez residual similar (em torno de 2 NTU) e o
RGF 3 (maior taxa de aplicação) uma turbidez maior (3 NTU). Todos os valores da
turbidez residual foram abaixo dos padrões de qualidade para consumo humano (5
NTU), de acordo com a Portaria 518 (2004) e similares aos valores médios obtidos no
processo convencional de floculação-sedimentação (2 NTU). As principais vantagens
encontradas com o processo de flotação utilizando o RGF foram a maior capacidade de
processamento hidráulico e o curto tempo de residência (necessitando uma pequena área
superficial), como mostrado na Tabela 30.
rec.
tempo
119
Tabela 30. Tempo de floculação, taxa de aplicação e área requerida usando os processos
de flotação (RGF) e sedimentação.
Sedimentação RGF 1 RGF 2 RGF 3
Tempo de floculação, s 4032 18 35 53
Taxa de aplicação, m
3
m
-2
h
-1
3,5 3,3 6,7 10
Área superficial requerida, m
2
2032 2162 1079 720
5.2.2.4 Avaliação das condições hidrodinâmicas do RGF
A Figura 73 mostra a redução de turbidez em função do tempo, com redução gradual ou
não do gradiente de velocidade (G). Os resultados mostram que o RGF sem redução do
G apresentou melhores resultados (87 % de redução de turbidez) em relação ao RGF
com redução gradual do G (82 % de redução de turbidez). Provavelmente o maior
tempo de contato das partículas presentes na água bruta aumentou o número de colisões
com as paredes internas do reator helicoidal rompendo os flocos formados e
prejudicando a eficiência de separação.
60
70
80
90
100
Redução Turbidez, %
15 30 45 60 75 90 105 120
Tempo, min
sem redução G
com redução G
Figura 73. Redução de turbidez com redução gradual do G. Condições: vazão de
alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo = 30 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920
PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4.
A Figura 74 mostra a redução de cor em função do tempo, com redução gradual ou não
do gradiente de velocidade (G). Nesse caso, devido ao estado coloidal e dissolvido das
substâncias causadoras da cor, a eficiência de redução da cor não foi significativa pela
120
redução ou não do gradiente de velocidade, mantendo-se uma redução em torno de 65-
70%, para ambos os casos.
40
60
80
100
Redução Cor, %
15 30 45 60 75 90 105 120
Tempo, min
sem redução G
com redução G
Figura 74. Redução de cor com redução gradual do G. Condições: vazão de alimentação
= 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo = 30 %, pressão de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4
mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4.
A Figura 75 mostra a redução de turbidez em função do G aplicado no RGF. Os
resultados mostram que no maior gradiente de velocidade aplicado (1800 s
-1
), ocorreu
maior redução de turbidez ao longo do período de ensaio (em torno de 87%). Para os
menores valores de G (460 e 200 s
-1
), não há uma boa condição hidrodinâmica para
formação dos flocos e conseqüentemente, não ocorrendo remoção das partículas
suspensas.
121
60
70
80
90
100
Redução Turbidez, %
15 30 45 60
Tempo, min
G = 1800 s-1
G = 460 s-1
G = 200 s-1
s
-1
s
-1
s
-1
Figura 75. Redução de turbidez em função do gradiente de velocidade aplicado.
Condições do ensaio: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo = 30 %, pressão
de saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4.
Os resultados de redução de cor em função do gradiente de velocidade aplicado são
apresentados na Figura 76. Os resultados mostram que praticamente não há uma
diferença significativa de redução de cor entre os gradientes de velocidade de 1800 e
460 s
-1
, mantendo-se num intervalo entre 55-65%.
0
20
40
60
80
100
Redução Cor, %
15 30 45 60
Tempo, min
G = 1800 s-1
G = 460 s-1
G = 200 s-1
s
-1
s
-1
s
-1
Figura 76. Redução de cor em função do gradiente de velocidade aplicado. Condições
do ensaio: vazão de alimentação = 5 Lmin
-1
, taxa de reciclo = 30 %, pressão de
saturação = 4 atm, [AS 920 PWG] = 4 mgL
-1
, pH 6,6 ± 0,4.
122
5.2.3. Tratamento e reúso da água de lavagem de veículos
Outra importante fonte de despejo de efluentes líquidos é o setor de lavagem de veículos
(ônibus, carros e caminhões). No Brasil, são cerca de 32.700 postos de combustíveis,
sendo que 47% encontram-se no Sudeste, 21% no Sul, 17% no Nordeste e 10% na
região Centro-oeste. Estima-se que 75% deles têm postos de lavagem. O consumo de
água é de cerca de 3 milhões e 700 mil metros cúbicos por mês, o equivalente ao que
uma cidade de 600 mil habitantes consome em 30 dias. Em Porto Alegre, são 480
postos de lavagem, incluindo postos de gasolina, empresas de ônibus, transportadoras e
revendas de carros.
Nesse estudo, cujos resultados estão descritos abaixo, foi avaliado a aplicação do Reator
Gerador de Flocos (RGF) na clarificação (redução de turbidez, cor e sólidos em
suspensão) das águas oriundas da lavagem de ônibus (Empresa Viamão S.A.) visando o
reúso/reaproveitamento das mesmas.
A Tabela 31 mostra a eficiência de redução de turbidez e turbidez residual em função do
tempo para diferentes pressões de saturação (3 a 6 atm), com o uso do RGF 1. Nesse
caso, todos os ensaios demonstraram eficiência na redução de turbidez, mantendo-se as
mesmas condições em praticamente todo o período de realização do ensaio.
Tabela 31. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da pressão de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 10 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %,
pressão de saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
,
pH 7,5
± 0,5.
Redução de turbidez, % Turbidez residual, NTU
3 atm 4 atm 5 atm 6 atm 3 atm 4 atm 5 atm 6 atm
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
90 min
99
99
99
100
99
100
100
100
100
100
100
100
100
100
99
99
99
100
100
100
100
96
97
97
98
98
98
97
6,6
4,7
6,2
3,4
4,2
2,0
2,8
2,5
1,5
2,2
2,7
2,0
3,2
2,7
4,8
4,3
4,6
2,9
3,2
3,1
3,2
4,5
3,5
3,1
1,7
2,6
2,4
3,1
O processo de agregação de partículas pode remover além de sólidos em suspensão
outras substâncias decorrentes da degradação da matéria orgânica, e, ainda, auxiliar na
redução de alguns poluentes associados à matéria particulada orgânica e inorgânica e
tempo
123
íons metálicos naturais como o ferro e o manganês. Nos ensaios de aplicação de uma
vazão de 10 Lmin
-1
e o RGF 1, a redução de cor foi praticamente constante em todas as
pressões de saturação (Tabela 32). A cor residual em função do tempo em todos os
casos os valores ficaram abaixo de 22 Hz.
Tabela 32. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da pressão de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 10 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %, pressão de
saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
, pH 7,5 ±
0,5.
Redução de cor, % Cor residual, NTU
3 atm 4 atm 5 atm 6 atm 3 atm 4 atm 5 atm 6 atm
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
90 min
100
100
100
100
100
98
100
99
99
99
100
99
100
100
99
99
99
100
98
98
99
98
97
96
98
98
98
97
2
18
13
12
13
13
12
9
11
12
9
10
10
11
15
17
16
19
18
16
16
28
18
18
19
22
19
22
A Tabela 33 mostra a eficiência de redução de turbidez e a turbidez residual em função
do tempo para diferentes pressões de saturação (3 a 6 atm), com o uso do RGF 2. A
maior eficiência de redução de turbidez ocorre para a pressão de saturação de 4 atm. O
excesso de microbolhas, para a pressão de saturação de 6 atm acaba prejudicando a
flotação dos flocos.
tempo
124
Tabela 33. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da pressão de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 23 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %,
pressão de saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
,
pH 7,5
± 0,5.
Redução de turbidez, % Turbidez residual, NTU
3 atm 4 atm 5 atm 6 atm 3 atm 4 atm 5 atm 6 atm
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
90 min
99
99
99
99
99
99
99
99
99
99
99
99
99
99
97
97
97
98
97
98
98
98
97
97
98
98
97
98
5,3
3,9
4,9
3,2
3,4
4,1
4,3
2,5
2,7
3,9
3,9
3,2
3,1
2,5
4,1
4,3
4,4
3,6
3,8
3,1
3,0
3,6
4,8
4,9
3,5
3,3
3,8
3,7
A redução de cor e a cor residual em função do tempo e da taxa de reciclo são
mostradas na Tabela 34, com o uso do RGF 2.
Tabela 34. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da pressão de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 23 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %, pressão de
saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
, pH 7,5 ±
0,5.
Redução de cor, % Cor residual, NTU
3 atm 4 atm 5 atm 6 atm 3 atm 4 atm 5 atm 6 atm
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
90 min
79
81
81
87
90
82
91
95
95
94
91
90
84
87
79
78
81
81
84
78
81
71
69
72
80
81
77
79
26
23
23
16
12
22
11
6
6
7
11
12
19
16
19
20
17
17
14
20
17
26
28
25
18
17
21
19
A Tabela 35 mostra a eficiência de redução de turbidez e a turbidez residual na pressão
de saturação de 4 atm com o uso do RGF 4.
tempo
tempo
125
Tabela 35. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da pressão de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 46 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %,
pressão de saturação = 4 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
, pH 7,5
± 0,5.
tempo Redução de turbidez, % Turbidez residual, NTU
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
90 min
97
96
96
96
97
97
97
4,7
5,4
5,6
5,5
4,8
4,5
4,0
A Tabela 36 mostra a eficiência de redução de cor e a cor residual na pressão de
saturação de 4 atm com o uso do RGF 4.
Tabela 36. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da pressão de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 46 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 80 %, pressão de
saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [PAC] = 0,4 mLL
-1
, [Flonex 7011] = 0,02 mLL
-1
, pH 7,5 ±
0,5.
tempo Redução de cor, % Cor residual, Hz
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
90 min
87
86
87
88
86
86
86
12
13
12
11
13
13
13
A Figura 77 mostra a remoção de turbidez e cor em função do aumento da taxa de
aplicação.
126
0
1
2
3
4
5
0204060
Taxa de aplicação, m
3
m
-2
h
-1
Turbidez, NTU
94
96
98
100
Remoção, %
Turbidez
Remoção
Figura 77. Remoção de Turbidez em função da taxa de aplicação usada no sistema
RGF-BCMF. Condições: Turbidez inicial = 175 NTU.
A Figura 78 mostra a remoção de turbidez e cor em função do aumento da taxa de
aplicação.
0
5
10
15
20
0204060
Taxa de aplicação, m
3
m
-2
h
-1
Cor, Hz
80
85
90
95
100
Remoção, %
Cor
Remoção
Figura 78. Remoção de cor em função da taxa de aplicação usada no sistema RGF-
BCMF. Condições: Cor inicial = 101 Hz.
A Tabela 37 mostra a eficiência de redução de turbidez e a turbidez residual na pressão
de saturação de 4 atm com o uso do RGF 4.
127
Tabela 37. Redução de turbidez e turbidez residual em função do tempo e da pressão de
reciclo. Condições: vazão de alimentação = 46 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 40, 60
e 80 %, pressão de saturação = 3, 4, 5 e 6 atm, [Aquaflot-Al] = 100 mgL
-1
, pH 7,5 ± 0,5.
Redução de turbidez, % Turbidez residual, NTU
20 40 60 80 20 40 60 80
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
90 min
87
85
73
84
80
80
82
89
84
85
82
79
86
87
90
90
94
85
86
88
91
97
97
97
98
97
98
97
4,5
5,5
9,8
5,8
7,2
7,1
6,4
4,0
5,9
5,4
6,5
7,5
5,0
4,6
3,5
3,6
2,1
5,3
5,1
4,4
3,3
4,1
3,9
3,8
3,6
3,9
3,4
3,9
A Tabela 38 mostra a eficiência de redução de cor e a cor residual na pressão de
saturação de 4 atm com o uso do RGF 4.
Tabela 38. Redução de cor e cor residual em função do tempo e da pressão de reciclo.
Condições: vazão de alimentação = 46 Lmin
-1
, taxa de reciclo (rec.) = 20, 40, 60 e 80
%, pressão de saturação = 4 atm, [Aquaflot-Al] = 100 mgL
-1
, pH 7,5 ± 0,5.
Redução de cor, % Cor residual, NTU
20 40 60 80 20 40 60 80
0 min
15 min
30 min
45 min
60 min
75 min
90 min
20
17
22
18
27
28
24
22
21
17
18
20
19
16
18
16
14
19
18
17
20
71
73
80
83
84
87
86
71
75
68
74
61
59
65
68
70
75
74
71
72
77
74
77
80
72
74
75
71
26
24
18
15
14
12
13
A Figura 79 mostra os resultados da variação da concentração de sólidos totais,
dissolvidos e suspensos no efluente bruto e tratado pelos reagentes A (PAC, NaOH e
polímero) e reagentes B (Aquaflot-Al e NaOH) nas concentrações de maior eficiência
tempo
tempo
128
para geração de agregados aerados e pela ETAR (Estação compacta de tratamento e
reúso de água de lavagem de veículos da Aquaflot), operando de forma contínua na
unidade de Viamão.
0
100
200
300
400
500
600
Totais Dissolvidos Suspensos
Sólidos, mgL
-1
Bruto
Reagentes A
Reagentes B
ETAR
Figura 79. Concentração de sólidos totais, dissolvidos e suspensos do efluente bruto e
tratado por reagentes A (PAC, NaOH e polímero) e reagentes B (Aquaflot-Al e NaOH)
nas dosagens de maior eficiência para geração de agregados aerados e pela ETAR
(Estação compacta de tratamento e reúso de água de lavagem de veículos da Aquaflot).
A Tabela 39 mostra a tensão superficial do efluente bruto e tratado no sistema BCMF-
RGF (reagentes A e B) e pelo sistema ETAR. Os resultados mostram que ocorreu um
aumento na tensão superficial após tratamento, indicando que houve remoção de
substâncias surfactantes durante o tratamento. O sistema ETAR apresentou maior
remoção, aproximando-se à tensão superficial da água (71 mNm
-1
) à 25 ºC.
Tabela 39. Tensão superficial do efluente bruto e tratado no sistema BCMF-RGF
(reagentes A e B) e pelo sistema ETAR à 25 ºC.
Tensão superficial, mNm
-1
Efluente bruto
Efluente tratado reagentes A
Efluente tratado reagentes B
Efluente tratado ETAR
60
67
66
70
129
Análise de custos
A Tabela 40 mostra o custo do tratamento em função dos diferentes reagentes usados
nos ensaios.
Tabela 40. Custo do tratamento da água de lavagem de veículos.
Reagente Quantidade Unidade Custo Unidade Custo
tratamento
Unidade
Aquaflot-Al
PAC
Flonex
NaOH
100
0,4
0,02
0,025
mgL
-1
mLL
-1
mLL
-1
mLL
-1
1,73
1,40
16,00
2,00
R$kg
-1
R$L
-1
R$kg
-1
R$kg
-1
0,173
0,56
0,064
0,05
R$m
-3
R$m
-3
R$m
-3
R$m
-3
5.2.4. Tratamento e reúso de águas ácidas da mineração
A Drenagem Ácida de Minas (DAM) representa um dos mais severos problemas
ambientais da indústria da mineração a nível mundial (com a poluição de águas e solos),
principalmente devido a presença de elevada acidez, íons metálicos e íons sulfato (Bell
et al., 2001). A presença desses elementos na água impossibilita a sobrevivência e
desenvolvimento de espécies aquáticas, tais como, peixes, e outros organismos
elementares dos ecossistemas aquáticos. A DAM é gerada pela oxidação da pirita e a
geração de ácido sulfúrico, sulfato e íons ferroso e férrico, catalisados principalmente
pelas espécies bacterianas
Thiobacillus ferrooxidans e Thiobacillus denitrificans
(Rubio, 1998a, 1998b).
O tratamento da DAM consiste basicamente na neutralização-precipitação dos metais
pesados e separação sólido-líquido. Entretanto, quando há necessidade de remoção de
íons sulfato em concentrações inferiores a 2000-2600 mgL
-1
, a viabilidade técnica e
econômica do processo torna-se mais onerosa, devido a inexistência de um processo
barato para a remoção desses íons em baixas concentrações (Rubio, 1998a).
Os problemas ambientais gerados pelo descarte da Drenagem Ácida de Minas (DAM)
oriundas da extração e beneficiamento de carvão, nos mananciais e no subsolo, tem sido
um dos maiores problemas das cidades com atividade de mineração de carvão,
especialmente em SC, onde o comprometimento do lençol freático já constitui um sério
problema de poluição hídrica. Em determinados períodos, estes mesmos corpos
receptores constituem fontes de abastecimento de água para a indústria e à população.
130
Todos estes fatores, aliados à escassez de água de qualidade e à pressão das Instituições
e Órgãos que vigiam e fiscalizam o setor produtivo carbonífero, trazem a necessidade de
aplicação de técnicas eficientes e que permitam o máximo reaproveitamento dos
resíduos gerados e da água, visando sempre o desenvolvimento de uma economia
sustentável e de preservação da biodiversidade. A presença dos íons sulfato na água está
associada à desidratação e efeito laxativo nos seres humanos e nos animais que
eventualmente possam beber dessa água poluída. Com base nesses efeitos, a
World
Health Organization
(WHO) estabelece uma concentração de íons sulfato inferior a 500
mgL
-1
na água de abastecimento, e, fundamentada nesta informação, a United States
Environmental Protection Agency
(USEPA) utiliza um padrão de 250 mgL
-1
de íons
sulfato na água para o mesmo fim. Com isto, a maioria dos países recomenda um padrão
de concentração entre 250-500 mgL
-1
destes íons nas águas de abastecimento público. O
Brasil, através do Conselho Nacional do Meio Ambiente (CONAMA), classifica os
corpos d´água doce como classe I ou II (boa qualidade), por exemplo, quando a
concentração de íons sulfato não ultrapassa o limite de 250 mgL
-1
(Conama 357/2005).
Nessa região, é possível observar mananciais e lagos de cores e consistências diversas:
verde claro-leitoso, amarelo gema, cor de laranja, azul turquesa transparente, vermelho
cobre, como mostrados na Figura 80 (a) e (b), por exemplo. Estes reservatórios
coloridos e altamente poluídos são conhecidos na paisagem sul catarinense, sendo
continuamente abastecidos pela passagem da água de chuva nas pilhas, e pelos rios, que
são contaminados após a passagem pelas áreas alteradas (Fo, 2001).
(a)
131
(b)
Figura 80. Vistas de mananciais contaminados pela poluição causada pela indústria
carbonífera na região de Criciúma/SC: Rio “amarelo” (a) e Lagoa “azul” (b).
Além das águas superficiais, a escavação a céu aberto e a lavra subterrânea alteraram os
corpos d’água subterrâneos, através da interrupção de sua trajetória de recarga do rio, ou
pela formação de novos açudes e enchimento de cavas. Nas galerias e salões do subsolo,
ocorre a passagem de água (oriunda de lençóis freáticos) que aflora na superfície,
carreando toda a carga de contaminação. Isto faz secar as fontes de água nos morros
acima e ao lado das galerias, rebaixando enormemente o nível do lençol; e, ainda,
contaminando com uma vazão extra, os rios próximos das bocas das minas. Atualmente,
o volume de água (da ordem de 800 litros por segundo) demandado por mais de
200.000 habitantes da região de Criciúma, é captado em trechos de rios à montante,
ainda não poluídos, como por exemplo, os rios Jordão, o Guarapari e o São Bento.
Assim, o objetivo do presente estudo foi a aplicação do RGF para a remoção de íons
sulfato e íons de metais pesados (Fe, Al e Mn) numa água residual de uma mina de
carvão extinta (SS-16 em Criciúma/SC) visando o reúso/reaproveitamento desse recurso
básico. Foram avaliadas alternativas de tratamento em pH 7,0 (remoção de íons Fe, Al e
parcial de Mn); em pH 9,0 (remoção de íons Fe, Al, Mn e parcial de íons sulfato) e em
pH 12 (remoção de íons metálicos e de íons sulfato). Nos estudos em pH 12, foi usada
uma técnica inovadora para o tratamento dessas águas ácidas, contendo íons sulfato e
íons de metais pesados, onde ocorre uma rápida precipitação na reação do sulfato com
sais de alumínio (policloretos) e a cal, a pH 12, formando a etringita
(3CaO.3CaSO
4
.Al
2
O
3
.31H
2
O). Um maior detalhamento dessa técnica pode ser
encontrado em Cadorin
et al. (2006).
132
Eficiência de separação sólido-líquido
A Tabela 41 mostra a eficiência de separação sólido-líquido por flotação de acordo com
os diferentes parâmetros avaliados (detalhados na Tabela 18). A eficiência de flotação
foi determinada de acordo com a Equação 25 descrita na metodologia. Os estudos 01 a
07; 10; 11; 15; 16; 21; 24; 25 e 30 foram os que apresentaram as melhores eficiências de
separação sólido-líquido (> 95% de sólidos flotados), com a otimização de reagentes
químicos, para vazões de 0,5 m
3
h
-1
e 1,2 m
3
h
-1
, respectivamente.
Tabela 41. Eficiência de flotação para os distintos estudos avaliados para otimização do
processo separação sólido-líquido. Condições experimentais detalhadas na Tabela 18.
Estudo Eficiência de flotação, % Estudo Eficiência de flotação, %
01
02
03
04
05
06
07
08
09
10
11
12
13
14
15
96
97
97
96
98
99
96
44
39
98
97
89
86
75
95
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
96
20
35
40
93
97
70
64
95
96
91
68
85
90
95
Remoção de íons sulfato e de metais pesados
A Tabela 42 mostra a eficiência de remoção dos íons metálicos (Fe, Mn e Al) e de íons
sulfato nos diversos estudos realizados (pH 7, 9 e 12, descritos na Tabela 18). Os
resultados dos estudos em pH 12 mostram que houve remoção significativa de todos os
elementos investigados, independentemente da eficiência de flotação mostrada na
Tabela 41.
Entretanto, para os ensaios em pH 7 não houve uma boa remoção de íons Mn e de íons
133
sulfato, e os ensaios em pH 9, removeram íons Mn, porém não houve boa remoção de
íons sulfato.
Tabela 42. Eficiência de remoção e concentração residual de íons metálicos (Mn, Al e
Fe) e íons sulfato. As concentrações iniciais desses elementos estão na Tabela 16.
Estudo
Mn,
mgL
-1
R Mn,
%
Al,
mgL
-1
R Al,
%
Fe,
mgL
-1
R Fe,
%
SO
4
-2
,
mgL
-1
R SO
4
-2
,
%
01*
1,60 43 4,5 90 0,20 93 787 17
02*
0,50 80 2,7 94 0,10 98 769 18
03*
0,90 66 2,1 95 0,10 97 808 14
04*
1,30 51 0,7 99 0,10 98 538 43
05**
1,30 55 0,8 98 LOD 100 778 18
06**
2,20 21 0,5 99 LOD 100 868 9
07**
1,70 41 1,8 96 0,10 97 879 8
08**
1,70 39 25,4 44 0,50 84 954 7
09**
2,10 25 24,6 39 1,60 48 960 6
10*
0,20 94 3,0 94 0,20 92 900 4
11*
0,30 90 1,7 96 0,30 91 740 21
12**
0,50 69 5,0 89 0,20 90 - -
13**
1,20 30 6,5 86 0,30 82 - -
14**
0,40 75 11,1 75 LOD 100 - -
15**
0,50 70 2,2 95 0,1 97 - -
16**
0,50 71 2,0 96 0,2 90 - -
17***
0,20 93 2,84 92 0,26 90 143 83
18***
0,18 94 2,17 94 0,12 95 189 78
19***
0,22 92 3,41 91 0,10 96 195 77
20***
0,04 99 1,05 97 0,07 97 195 77
21***
0,11 96 2,27 94 0,06 98 116 86
22***
0,37 87 2,28 94 0,06 98 142 83
23***
0,10 96 1,59 96 0,07 97 111 87
24***
0,15 95 0,95 97 0,07 97 196 77
25***
0,13 95 2,15 94 0,28 90 143 83
26***
0,20 93 2,03 94 0,06 98 125 85
27***
0,07 97 1,84 95 0,09 97 130 85
28***
0,11 96 1,91 95 0,06 98 111 87
29***
0,07 97 2,45 93 0,075 97 104 88
30***
0,23 92 1,45 96 0,06 98 164 81
* Amostra inicial da coleta realizada no dia 11/01/2007
** Amostra inicial da coleta realizada no dia 02/02/2007
*** Amostra inicial da coleta realizada no dia 23/11/2006
134
De acordo com Cadorin
et al. (2006), em pH 12, ocorre precipitação dos íons Fe e Mn
como co-precipitados, em conjunto com a formação de etringita (Ca
6
Al
2
(SO
4
)
3
(OH)
12
-
26H
2
O). Desta forma, os íons sulfatos são eliminados dos efluentes quando ocorre a
precipitação de etringita, que se forma pela reação conjunta dos íons sulfato, cálcio e
alumínio. O consumo de cal é da ordem de 2500 mgL
-1
, para alcançar os níveis
necessários de cálcio e o pH alcalino. O fornecimento de íons Al corresponde a uma
mistura de PAC e Alupan a uma taxa de PAC:Alupan:SO
4
2-
de 2:1:1.
Volumes de água tratada e de lodo gerado
A Tabela 43 mostra parâmetros de vazão de água tratada e características do lodo
gerado com o tratamento para o Estudo 14 (condição de maior taxa de aplicação e
eficiência de flotação para remoção de íons metálicos e íons sulfato). Os resultados
mostram que há uma geração significativa de lodo etringítico (aproximadamente 0,85
kg de lodo seco por m
-3
de efluente tratado), sendo necessário o estudo de um destino
adequado.
Tabela 43. Parâmetros do tratamento para o estudo 14.
Parâmetro Valor
Taxa de aplicação efetiva, m
3
m
2
h
-1
Vazão de água tratada, m
3
h
-1
Vazão de lodo, m
3
h
-1
Teor de umidade do lodo, %
Massa de lodo após 1 hora de ensaio, kg
15
1,03
0,17
95
17
Alternativas para o lodo
O reaproveitamento do lodo (subproduto sólido que é separado no processo de
flotação), além de evitar que seja conduzido para algum aterro sanitário, por exemplo,
apresenta outro aspecto relevante sob o ponto de vista sustentável. Há uma preocupação
mundial, definida pela Agenda 21, em gerir adequadamente esses resíduos, de forma a
reduzir sua produção, maximizar o reaproveitamento e promover a disposição e o
tratamento de um modo ambientalmente correto (Sato e Santos, 1999). No caso do lodo
gerado nesse processo existe grande potencial de destinação/reaproveitamento, citados a
135
seguir:
i) Fabricação de peças cerâmicas (ladrilhos, vasos, etc.);
ii) Fabricação de cimento (uso no clínquer);
iii) Corretivo agrícola;
iv) Agente neutralizante/precipitante das próprias águas ácidas, como mostra
estudo descrito abaixo. Entretanto, essa alternativa só é viável nos estudos de tratamento
em pH 12,0 (geração da Etringita)
Estudos conduzidos em escala de bancada mostraram que é viável reciclar o lodo e
reutilizá-lo como agente neutralizante/precipitante das próprias DAM, como mostra a
Tabela 44. Os resultados mostram que uma concentração de 5,0 gL
-1
do próprio lodo
que é separado no tratamento por flotação, possibilita a neutralização e remoção de íons
Mn e Fe, atingindo concentrações residuais inferior a 0,1 mgL
-1
e abaixo do limite de
detecção do método analítico.
Tabela 44. Reúso do lodo gerado na neutralização/precipitação de íons Mn e Fe.
[Lodo], gL
-1
pH [Mn], mgL
-1
[Fe], mgL
-1
0,0
0,5
2,5
5,0
2,3
5,0
8,8
10
7,2
6,4
0,5
<0,1
50
0,5
Nd
Nd
Nd = Não detectado
Neutralização da água tratada após a etapa de flotação
Ainda, após a etapa de separação sólido-líquido nos estudos em pH 12 (remoção de íons
sulfato), torna-se necessária a neutralização da água tratada para posterior reúso.
Estudos mostraram que a adição de 1,5 mLL
-1
de HCl 10% é suficiente para que o pH
fique próximo a 9,0 de acordo com o estabelecido pelo Conama 357/2005.
Estimativa de custo com o tratamento
A estimativa de custo com reagentes para o tratamento via precipitação química e
flotação por ar dissolvido visando na remoção de íons de metais pesados e de íons
sulfato da DAM da SS-16 é apresentado na Tabela 45, Tabela 46 e Tabela 47, de acordo
com as diferentes alternativas de tratamento abordadas nesse estudo.
136
Tabela 45. Estimativa de custo com reagentes para o tratamento em pH 7,0 (Remoção
de íons Fe, Al e parcial de íons Mn).
Reagente Unidade
Custo
unitário, R$
Concentração
requerida,
mgL
-1
Custo do
tratamento,
R$m
-3
Hidróxido de Cálcio
Qemifloc PWG 1020
Oleato de Sódio
t
t
t
331,60
10000,00
20000,00
200
5
30
0,07
0,05
0,60
Total
0,72
Tabela 46. Estimativa de custo com reagentes para o tratamento em pH 9,0 (Remoção
de íons Fe, Al e Mn).
Reagente Unidade
Custo
unitário, R$
Concentração
requerida,
mgL
-1
Custo do
tratamento,
R$m
-3
Hidróxido de Cálcio
Qemifloc PWG 1020
Oleato de Sódio
t
t
t
331,60
10000,00
20000,00
350
5
30
0,12
0,05
0,60
Total
0,77
Tabela 47. Estimativa de custo com reagentes para o tratamento (remoção de íons de
metais pesados e íons sulfato) da DAM SS-16 com Panfloc TE 1018 e Alupan.
Reagente Unidade
Custo
unitário, R$
Concentração
requerida, mgL
-1
Custo do
tratamento, R$m
-3
Panfloc TE 1018
Alupan
Hidróxido de Cálcio
Qemifloc PWG 1020
Ácido Clorídrico
t
t
t
t
L
800,00
2000,00
331,60
10000,00
1,20
1351
1545
2500
5
177
1,08
3,09
0,83
0,05
0,21
Total
5,26
137
O resultado mostra que o valor de custo de reagentes com o tratamento seria em torno
de R$ 5,3 por m
3
de DAM tratada. Entretanto, esta alternativa estudada, corresponde à
situação de maior grau de qualidade da água e, portanto a de maior custo. No caso do
tratamento a ser aplicado não necessitar a remoção integral de íons sulfato, fator que
mais eleva o custo do tratamento (pelos preços dos insumos, Panfloc TE 1018 e
Alupan), o custo do tratamento será menos oneroso, sendo estimado em torno de 0,8
R$m
-3
; mostrado na Tabela 46 (Alternativa de tratamento em pH 7,0 visando a remoção
de íons Fe, Al e parcial de íons Mn) e na Tabela 47 (Alternativa de tratamento em pH
9,0 visando a remoção de íons Fe, Al e Mn). A Tabela 48 mostra o custo do tratamento
de algumas DAMs da região carbonífera do Estado de Santa Catarina, em função do
poluente a ser removido. Este custo extra poderia ser justificado se essa vazão de água
servisse como recurso hídrico para o tratamento convencional de água potável. Por
exemplo, se a aplicação da água tratada para a lavagem de pátios, ruas e mesmo
irrigação (os íons sulfato não afetam, pois estão na forma inerte de CaSO
4
), o valor
global de tratamento, sem a remoção desses íons, não ultrapassa a 1 R$m
-3
.
Tabela 48. Custos aproximados do tratamento de diversas DAMs da região carbonífera
do Estado de Santa Catarina, em função do poluente a ser removido
1
.
Local Poluente Alvo
Custo do tratamento,
R$m
-3
Metropolitana (caixa de embarque)
Metropolitana
SS16
SS16
São Domingos
Fe e Mn
Fe e Mn
Fe, Al e Mn
Fe, Al, Mn e SO
4
-2
Fe e Mn
0,8-1,0
~1,0
0,7-1,0
5,0-5,5
1,0-1,5
A Tabela 49 mostra as principais alternativas de reúso-reaproveitamento da água da
DAM SS-16 de acordo com os limites recomendados para algumas possibilidades de
reúso.
1
Dados do 2º Seminário Regional de Recuperação de Áreas Degradadas realizado em Criciúma nos dias
20 a 22 de outubro de 2006.
138
Tabela 49. Reúso-reaproveitamento de águas conforme limites recomendados (Fonte: Mancuso e Santos, 2006).
Tipo de reúso
SO
4
2-
,
mgL
-1
Fe total,
mgL
-1
Mn,
mgL
-1
Al,
mgL
-1
Sólidos Totais
Dissolvidos,
mgL
-1
Sólidos em
Suspensão,
mgL
-1
Coliformes fecais,
NMP/100 mL
Turbidez,
NTU
Urbano (para uso não
potável)
- 15 1 - - - ausentes 2
Irrigação agrícola -
LP*= 5
CP** = 20
LP= 0,2
CP = 10
LP= 5
CP = 20
500 - 2.000 Máx. 30
Para plantas
consumidas cruas:
ausentes
Para plantas
consumidas cozidas ou
não comestíveis: máx.
200/100 mL
Para plantas
consumidas
cruas = 2
Recreacional, para
enchimento de lagos de
contato primário e
diluição de rios
- - - - - 5 Ausentes 2
Recreacional, para
enchimento de lagos
paisagísticos
- - - - - - Máx.: 200 -
Industrial, para torres de
resfriamento com
recirculação
200
mg.L
-1
0,5 0,5 0,1 500 100 Ausentes 50
Alimentação de animais
250
mg.L
-1
0,3 0,1 0,1 500 - Ausentes 2
LP* = período acima de 20 anos.
CP** = período até 20 anos.
139
6. Conclusões
Os diversos resultados obtidos neste trabalho permitiram estabelecer as seguintes
conclusões:
• Uma unidade helicoidal inovadora de agregação e separação sólido-líquido ou
líquido-líquido foi apresentada, desde sua concepção, desenvolvimento e
aplicações, como reator de agregação-sedimentação (ou flotação), denominado
de Reator Gerador de Flocos (RGF). As distintas opções técnicas para o RGF
são: i) RGF: Floculador de alta taxa, ii) RGF-S: Floculador com misturador
serpentinado (S) para promover uma maior turbulência, para a separação de
partículas sólidas em suspensão, iii) RGF-F: Unidade de floculação-flotação
com geração de flocos aerados, e, iv) RGF-FADAT: Reator associado a um
flotador por ar dissolvido de alta taxa;
• Estudos de parâmetros hidrodinâmicos do RGF caracterizaram um regime
turbulento (Re > 8000) e uma elevada energia dissipada na massa líquida, sendo
ideal para promover o contato das partículas com os agentes de desestabilização.
Para o mesmo parâmetro hidráulico (G.t) aplicado no RGF (fluxo pistão) e no
sistema de agitação mecânica foi verificado que os flocos de Fe(OH)
3
formados
no RGF apresentaram maiores taxas de sedimentação (20 mh
-1
), enquanto que
para o sistema mecânico, a velocidade de sedimentação foi da ordem de 5 mh
-1
;
• A taxa de flotação dos flocos aerados alcançou velocidades de ascensão de 67 a
140 mh
-1
. A correlação dessas taxas pela equação de Stokes, resultaria em bolhas
de ar com tamanhos entre 190 e 260
µm. Esses dados mostram que há um
volume de ar no interior da estrutura dos flocos acrescido do volume de bolhas
aderidas na interface floco/água, diminuindo consideravelmente a densidade
desses flocos. Ainda, esses valores, quando comparados ao sistema convencional
de FAD são mais elevados, significando que o uso do RGF como um contator
bolha/floco pode levar à sistemas com maior capacidade (taxa de aplicação) de
flotação;
• Os estudos de floculação, usando um precipitado coloidal (Fe(OH)
3
) e partículas
sólidas (carvão) como modelos de suspensão, mostraram que a eficiência de
geração de flocos é largamente dependente das características das partículas e do
sistema de floculação hidráulica (RGF ou RGF-S). Os colóides de Fe(OH)
3
140
apresentaram maior porosidade, uma estrutura “esponjosa” (81% de água) e um
tamanho maior em relação aos flocos de carvão (mais compactos e com uma
massa de água de 63%), acarretando em flocos mais compressíveis (susceptíveis
à ruptura). Os melhores resultados apresentaram taxas de sedimentação de 22
mh
-1
para uma concentração de Fe(OH)
3
de 58 mgL
-1
, no sistema RGF.
Entretanto, na floculação de suspensões de carvão, os resultados foram melhores
com o sistema RGF-S, alcançando taxas de sedimentação da ordem de 30 mh
-1
,
para uma concentração de 3 gL
-1
. Nos estudos com o RGF-F, para a geração de
flocos aerados, foram obtidas taxas de ascensão acima de 120 mh
-1
para os
flocos de Fe(OH)
3
, entretanto, não foi possível a geração de flocos aerados para
os flocos de carvão;
• O passo entre os anéis do reator e as condições hidrodinâmicas apresentam
grande influência na formação dos flocos, e quando o passo é nulo, há uma
melhor eficiência de formação dos flocos devido a maior curvatura. A diferença
na geometria do floculador afeta o tamanho dos flocos e a taxa de sedimentação
enormemente, alcançando valores da ordem de 14 a 6 mh
-1
, para os flocos de
Fe(OH)
3
(Re = 8470), com flocos na ordem de 4 mm e menores que 1 mm, para
os arranjos helicoidal e linear, respectivamente. Analogamente, a geração de
flocos de carvão também mostrou-se extremamente dependente da geometria
helicoidal do RGF e das condições hidrodinâmicas;
• Os estudos de desestabilização da emulsão oleosa com o emprego do Reator
Gerador de Flocos mostrou elevada eficiência, atingindo taxas superiores a 90%
de remoção de óleo em todos os casos, com uma cinética elevada devido à
turbulência ocasionada no interior do RGF;
• A aplicação do RGF-FADAT no tratamento de águas permitiu alcançar
resultados de qualidade da água tratada, em termos de redução de turbidez e cor,
semelhante ao processo de agregação-sedimentação da ETA. Entretanto, os
resultados mostraram que é possível otimizar o tratamento aumentando a taxa de
aplicação de 3,5 (processo convencional da ETA) para 10 m
3
m
-2
h
-1
(sistema
RGF-FADAT;
• A aplicação do RGF no tratamento das águas de lavagem de veículos promoveu
a geração de flocos aerados com a redução dos sólidos em suspensão e da
141
turbidez das águas. Os resultados mostraram que em todas as taxas de aplicação
estudadas ocorreu significativa redução de turbidez (> 95%), cor (> 80%) e
sólidos suspensos (> 95%), nas melhores condições estudadas, inclusive com um
aumento da tensão superficial. A qualidade da água tratada possibilita o seu
reaproveitamento para a lavagem dos veículos ou reúso dentro da empresa
(lavagem de pátios, por exemplo);
• Os resultados da aplicação do RGF acoplado ao FADAT no tratamento de águas
ácidas oriundas de uma mina extinta de carvão mostraram que, nas distintas
condições operacionais houve redução de íons sulfato e íons Fe, Al e Mn. Os
estudos foram feitos com uma taxa de aplicação de 15 m
3
m
-2
h
-1
em 3
alternativas de tratamento: i) Neutralização-precipitação-floculação-flotação em
pH 7,0 (precipitação de íons Fe, Al e parcial de Mn); ii) Neutralização-
precipitação-floculação-flotação em pH 9,0 (precipitação de íons Fe, Al e Mn);
e, iii) Neutralização-precipitação-floculação-flotação em pH 12,0 (precipitação
de íons Fe, Al, Mn e remoção de íons sulfato). Estudos em pH 7 e 9
apresentaram um custo em torno de R$ 0,80 por metro cúbico, e em pH 12 o
valor onera chegando a R$ 5,3 por metro cúbico;
• Os estudos básicos e aplicados desenvolvidos neste trabalho permitiram prever
um elevado potencial de aplicação do RGF como um sistema contator-flotador
na remoção de sistemas particulados, principalmente por apresentar as seguintes
vantagens: i) um baixo tempo de residência, ii) ausência de partes móveis
(agitadores), iii) pequena área ocupada, iv) mistura do tipo pistão (ideal para a
agregação de suspensões ou dispersões), v) ausência de curto-circuitos ou zonas
mortas, vi) crescimento uniforme dos agregados, vii) elevada cinética na geração
dos flocos e viii) possibilidade de geração de flocos aerados (flotador);
• O desempenho do RGF nas distintas aplicações em escala piloto realizadas neste
trabalho, permite estabelecer um elevado potencial deste reator e sua aplicação
em escala industrial, como uma técnica de grande potencial, no tratamento
primário de águas de abastecimento e efluentes líquidos industriais viabilizando
o reúso dessas águas.
142
7. Estudos Futuros
Devido ao potencial de aplicação do RGF são sugeridas algumas aplicações do RGF em
distintas aplicações industriais:
• Estudos com rejeito de carvão e/ou areia (< 100 ou 200 mesh) para avaliação do
potencial de aplicação do RGF como espessador, em associação (ou não) à
sedimentadores, como os de lamelas;
• Estudos da aplicação do RGF na adsorção-floculação-flotação de contaminantes
específicos (ânions/zeólitas);
• Estudos da aplicação do RGF no tratamento de esgoto sanitário;
• Otimização da geração de flocos aerados em dispersões óleo/água, sólido
(partículas)/água e colóides/água;
• Análise de custos associados à energia e a taxa de aplicação.
143
8. Produção científica associada ao trabalho
7.1. Dissertação de mestrado
Carissimi, E. Reator Gerador de Flocos – RGF: concepção e desenvolvimento básico.
Dissertação de mestrado do Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Minas,
Metalúrgica e dos Materiais da UFRGS, orientador: Jorge Rubio, 75 p., 2003.
7.2. Artigos em periódicos internacionais
Carissimi, E.; Rubio, J. The flocs generator reactor – FGR: a new basis for flocculation
and solid-liquid separation.
International Journal of Mineral Processing, 75 (3-4), p.
237-247, 2005.
Carissimi, E.; Rosa, J. J.; Rubio, J. Flotation in water (and wastewater) treatment and
reuse: recent trends in Brazil. (Invited paper for publication in the special issue on
Flotation in Wastewater Treatment at International Journal of Environment and
Pollution, Guest Editor: Professor K. A. Matis, Aristotle University Greece),
International Journal of Environment and Pollution, 2007.
Carissimi, E.; Miller J. D., Rubio, J. Characterization of the high kinetic energy
dissipation of the Flocs Generator Reactor (FGR). Submitted to
International Journal
of Mineral Processing, 2007.
7.3. Artigos em congressos nacionais e internacionais
Carissimi, E.; Rubio, J. Advances in particulate aggregation separation.
Proceedings...
Centenary of Flotation Symposium, Brisbane, Austrália, p. 415-423, 2005b.
Carissimi, E.; Colling, A. V.; Zaneti, R. N.; Rubio, J. Aplicações do Reator Gerador de
Flocos – RGF
®
na separação sólido-líquido por agregação e flotação. Anais... XXI
Encontro Nacional de Tratamento de Minérios e Metalurgia Extrativa
, Natal de
20-24 de novembro de 2005, p. 545-552, v. 1, 2005.
7.4. Patente
Carissimi, E.; Rubio, J. Reator Gerador de Flocos e processo para tratamento de
efluentes, 2004. Patente: Privilégio e Inovação, nº PI 0406106-3,
“Reator Gerador de
Flocos e Processo para tratamento de águas e efluentes”
. Exame: 16/setembro/2003;
Depósito: 16/setembro/2004; Concessão: 14/março/2005.
5.5. Trabalhos de co-orientação de iniciação científica
Pasti, H. A.; Álvares, C. L. A., Zaneti, R. N.; Carissimi, E.; Rubio, J. Sistema Inovador
Compacto para o Tratamento e Reúso de Água de Lavagem de Veículos. In:
XVIII
Salão de Iniciação Científica
, XV Feira de Iniciação Científica e I Salão Ufrgs Jovem,
2006, Porto Alegre. XVII Salão de Iniciação Científica e XIV Feira de Iniciação
Científica, 2006.
Colling, A. V.; Zaneti, R. N.; Carissimi, E.; Rubio, J. Floculação-Flotação: Nova
alternativa para o tratamento de águas de abastecimento. In:
XVII Salão de Iniciação
Científica
e XIV Feira de Iniciação Científica, 2005, Porto Alegre. XVII Salão de
Iniciação Científica e XIV Feira de Iniciação Científica, 2005.
Brondani, L. B.; Gobbi, S. J., Carissimi, E.; Rubio, J. Desenvolvimento de um reator
gerador de flocos para estudos de floculação e separação sólido-líquido.
Jovens
Pesquisadores: A ciência e o conhecimento do mundo
, p. 83-99, Editora UFRGS,
Porto Alegre, 2004.
144
Brondani, L. B.; Gobbi, S. J., Carissimi, E.; Rubio, J. Desenvolvimento de um reator
gerador de flocos para estudos de floculação. In:
XV Salão de Iniciação Científica e
XII Feira de Iniciação Científica da UFRGS
, 2003. (Trabalho vencedor da Feira)
Brondani, L. B.; Gobbi, S. J., Carissimi, E.; Rubio, J. Desenvolvimento de um reator
gerador de flocos para estudos de floculação. In:
IV Conferência Municipal de
Ciência e Tecnologia de Porto Alegre
, Porto Alegre. Conselho Municipal de Ciência e
Tecnologia, 2004.
Assenhaimer, C.; Colling, A. V.; Carissimi, E.; Rubio, J. Aplicações do reator gerador
de flocos (RGF) no tratamento de água para abastecimento público. In:
XIV Salão de
Iniciação Científica e XIII Feira de Iniciação Científica da UFRGS
, 2004.
145
9. Referências
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Fluid
Dynamics Research
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Fluid Dynamics Research, 5, pp. 191-201, 1989.
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19/11/2006.
Zhanpeng, J., Yuntao, G. Flocculation morphology: effect of particulate shape and
coagulant species on flocculation.
Water Science and Technology, v. 53, n. 7, pp. 9–
16, 2006.
155
10. Anexo
MINISTÉRIO DO MElO AMBIENTE
CONSELHO NACIONAL DE RECURSOS HÍDRICOS
RESOLUÇÃO Nº 54, DE 28 DE NOVEMBRO DE 2005
(a ser publicada)
Estabelece modalidades, diretrizes e critérios
gerais para a prática de reúso direto não
potável de água.
O
CONSELHO NACIONAL DE RECURSOS HÍDRICOS - CNRH, no uso
das suas competências que lhe são conferidas pela Lei nº 9.433, de 8 de janeiro de 1997,
pela Lei nº 9.984, de 17 de julho de 2000, e pelo Decreto nº 4.613, de 11 de março de
2003;
Considerando que a Lei nº 9.433, de 1997, que dispõe sobre a Política Nacional
de Recursos Hídricos e cria o Sistema Nacional de Gerenciamento de Recursos Hídricos
- SINGREH, dá ênfase ao uso sustentável da água;
Considerando a Década Brasileira da Água, instituída pelo decreto de 22 de
março de 2005, cujos objetivos são promover e intensificar a formulação e
implementação de políticas, programas e projetos relativos ao gerenciamento e uso
sustentável da água;
Considerando a diretriz adotada pelo Conselho Econômico e Social da
Organização das Nações Unidas - ONU, segundo a qual, a não ser que haja grande
disponibilidade, nenhuna água de boa qualidade deverá ser utilizada em atividades que
tolerem águas de qualidade inferior;
Considerando que o reúso de água se constitui em prática de racionalização e de
conservação de recursos hídricos, conforme princípios estabelecidos na Agenda 21,
podendo tal prática ser utilizada como instrumento para regular a oferta e a demanda de
recursos hídricos;
Considerando a escassez de recursos hídricos observada em certas regiões do
território nacional, a qual esta relacionada aos aspectos de quantidade e de qualidade;
Considerando a elevação dos custos de tratamento de água em função da
degradação de mananciais;
Considerando que a prática de reúso de água reduz a descarga de poluentes em
corpos receptores, conservando os recursos hídricos para o abastecimento público e
outros usos mais exigentes quanto à qualidade; e
Considerando que a prática de reúso de água reduz os custos associados à
poluição e contribui para a proteção do meio ambiente e da saúde pública,
156
RESOLVE:
Art. 1º Estabelecer modalidades, diretrizes e critérios gerais que regulamentem e
estimulem a prática de reúso direto não potável de água em todo o território nacional.
Art. 2º Para efeito desta Resolução, sao adotadas as seguintes definições:
I - água residuária: esgoto, água descartada, efluentes líquidos de edificações,
indústrias, agroindústrias e agropecuária, tratados ou não;
II - reúso de água: utilização de água residuária;
III - água de reúso: água residuária, que se encontra dentro dos padrões exigidos
para sua utilização nas modalidades pretendidas;
IV - reúso direto de água: uso planejado de água de reúso, conduzida ao local de
utilização, sem lançamento ou diluição prévia em corpos hídricos superficiais ou
subterrâneos;
V - produtor de água de reúso: pessoa física ou jurídica, de direito público ou
privado, que produz água de reúso;
VI - distribuidor de água de reúso: pessoa física ou jurídica, de direito público ou
privado, que distribui água de reúso; e,
VII - usuário de água de reúso: pessoa física ou jurídica, de direito público ou
privado, que utiliza água de reúso.
Art. 3º O reúso direto não potável de água, para efeito desta Resolução, abrange
as seguintes modalidades:
I - reúso para fins urbanos: utilização de água de reúso para fins de irrigação
paisagística, lavagem de logradouros públicos e veículos, desobstrução de tubulações,
construção civil, edificações, combate a incêndio, dentro da área urbana;
II - reúso para fins agrícolas e florestais: aplicação de água de reúso para
produção agrícola e cultivo de florestas plantadas;
III - reúso para fins ambientais: utilização de água de reúso para implantação de
projetos de recuperação do meio ambiente;
IV - reúso para fins industriais: utilização de água de reúso em processos,
atividades e operações industriais; e,
V - reúso na aqüicultura: utilização de água de reúso para a criação de animais
ou cultivo de vegetais aquáticos.
§ 1º As modalidades de reúso não são mutuamente excludentes, podendo mais
de uma delas ser empregada simultaneamente em uma mesma área.
157
§ 2 As diretrizes, critérios e parâmetros específicos para as modalidades de reúso
definidas nos incisos deste artigo serão estabelecidos pelos órgão competentes.
Art. 4 Os órgãos integrantes do SINGREH, no âmbito de suas respectivas
competências, avaliarão os efeitos sobre os corpos hídricos decorrentes da prática de
reúso, devendo estabelecer instrumentos regulatórios e de incentivo para as diversas
modalidades de reúso.
Art. 5 Caso a atividade de reúso implique alteração das condições das outorgas
vigentes, o outorgado deverá solicitar à autoridade competente retificação da outorga de
direito de uso de recursos hídricos de modo a compatibiliza-la com estas alterações.
Art. 6 Os Planos de Recursos Hídricos, observado o exposto no art. 7º, inc. IV,
da Lei nº 9.433, de 1997, deverão contemplar, entre os estudos e alternativas, a
utilização de águas de reúso e seus efeitos sobre a disponibilidade hídrica.
Art. 7 Os Sistemas de Informações sobre Recursos Hídricos deverão incorporar,
organizar e tornar disponíveis as informações sobre as práticas de reúso necessárias para
o gerenciamento dos recursos hídricos.
Art. 8 Os Comitês de Bacia Hidrográfica deverão:
I - considerar, na proposição dos mecanismos de cobrança e aplicações dos
recursos da cobrança, a criação de incentivos para a prática de reúso; e,
II - integrar, no âmbito do Plano de Recursos Hídricos da bacia, a prática de
reúso com as ações de sanemento ambiental e de uso e ocupação do solo na bacia
hidrográfica.
Parágrafo único. Nos casos onde não houver Comitês de Bacia Hidrográfica
instalados, a responsabilidade caberá ao respectivo órgão gestor de recursos hídricos,
em conformidade com o previsto na 1egislação pertinente.
Art. 9 A atividade de reúso de água deverá ser informada, quando requerida, ao
órgão gestor de recursos hídricos, para fins de cadastro, devendo contemplar, no
mínimo:
I - identificação do produtor, distribuidor ou usuário;
II – localização geográfica da origem e destinação da água de reúso;
III - especificação da finalidade da produção e do reúso da água; e,
IV - vazão e volume diário de água de reúso produzida, distribuída ou utilizada.
Art. 10. Deverão ser incentivados e promovidos programas de capacitação,
mobilização social e informação quanto à sustentabilidade do reúso, em especial os
aspectos sanitários e ambientais.
158
Art. 11. O disposto nesta Reso1ução não exime o produtor, o distribuidor e o
usuário da água de reúso não potável da respectiva licença ambiental, quando exigida,
assim como do cumprimento das demais obrigações legais pertinentes.
Art. 12. Esta Resolução entra em vigor na data de sua publicação.
MARINA SILVA JOAO BOSCO SENRA
Presidente Secretário Executivo
159
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