Avaliação hidrodinâmica de um reator biológico de leito empacotado

Hydrodynamic evaluation of a biological packed-bed reactor

RESUMO

O aumento na geração de efluentes demanda unidades compactas e eficientes a fim de atender aos padrões de lançamento. Os reatores biológicos de leito empacotado oferecem meio para suporte para biomassa ativa e formação de gradientes de oxigênio, fomentando o crescimento simultâneo de bactérias nitrificantes e desnitrificantes para remoção de nitrogênio. A performance do reator não depende apenas da cinética microbiana e enzimática, mas também dos processos físicos envolvidos. O empacotamento promove um escoamento não uniforme, resultando em uma mistura irregular. O presente trabalho teve por objetivo a avaliação hidrodinâmica de um reator de leito empacotado, em distintas condições de operação. O reator cilíndrico de fluxo ascendente com volume útil de 10,08 L teve recheio de mídias Mini Biobob^®, operado com tempos de detenção hidráulica (TDHs) de 8, 14 e 20 horas, razões de recirculação R0, R1 e R2, com/sem aeração. O regime do reator foi definido como próximo à mistura completa, sendo verificado aumento na mistura com a redução do TDH para a etapa não aerada e não observado sua influência para operação aerada. Os ensaios revelaram TDH médio menor que o teórico estipulado, atrelado a inconsistências no escoamento. Para ambas as operações não houve influência na mistura com a variação das razões de recirculação, não influindo na espessura da camada limite e na transferência de massa. Foi encontrado volume morto médio de 23,17 e 22,53% para as etapas aerada e não aerada, respectivamente. Não foi encontrada correlação estatística significativa para o parâmetro em relação às variáveis estudadas.

Palavras-chave:
avaliação hidrodinâmica; espuma de poliuretano; estímulo-resposta; leito empacotado; traçador

ABSTRACT

The effluent generation increase requires compact and efficient units to comply with quality discharge standards. Biological packed-bed reactors offer support for biomass and the establishment of oxygen gradients to foment the simultaneous growth of nitrifying and denitrifying bacteria for nitrogen removal. The reactor's performance does not only rely on microbial and enzymatic kinetics but also on the physical processes involved. The packed bed creates an uneven flow, resulting in an irregular mixture. The present study aimed to evaluate the hydrodynamics of a packed-bed reactor under distinct operational conditions. The upflow cylindrical reactor, with a volume of 10.08 L, was filled with Mini Biobob^® media and operated in hydraulic retention times (HRT) of 8, 14, and 20 h, with recirculation ratios R0, R1, and R2, with and without aeration. The flow pattern was defined as close to a complete mix, it was verified mixture increases with the reduction of HRT for the non-aerated operation, but no influence was observed for the aerated period. The experiments revealed that the mean HRT was lower than the theoretical stipulated due to flow inconsistencies. The impact on the mixture was not noticed for both operations when varying the recirculation ratio, not influencing the boundary layer thickness and mass transfer. A mean dead volume of 23.17 and 22.53% were found for the aerated and non-aerated operations, respectively. No significant statistical correlation was found for the studied variables’ parameters.

Keywords:
hydrodynamic evaluation; polyurethane foam; stimulus-response; packed bed; tracer

INTRODUÇÃO

Com a expansão dos centros urbanos há o aumento do volume de efluentes gerados. Dessa forma, com o propósito de suprir essa demanda, o projeto e a concepção de unidades deverão priorizar métodos capazes de realizar um tratamento que atenda à legislação vigente, porém dispondo de espaços reduzidos de implantação e operação (DEZOTTI; LIPPEL; BASSIN, 2018).

A utilização da imobilização celular conferiu um avanço na área de tratamento de efluentes por meio do entendimento do processo biológico, sobretudo aos sistemas que empregam o princípio da retenção de biomassa ativa, assegurando a permanência das bactérias tempo o suficiente para a divisão celular (ORTEGA et al., 2001). Para células bacterianas, o crescimento aderido em materiais de suporte confere benefícios contra agentes nocivos à comunidade, tais como compostos inibitórios e recalcitrantes (DEZOTTI; LIPPEL; BASSIN, 2018).

A alta área superficial e a estrutura macroporosa de materiais como a espuma promovem bom crescimento e adesão da biomassa e estabelecimento de gradientes concentrações de substrato e oxigênio dissolvido (OD) (ARAUJO JUNIOR et al., 2016).

De acordo com Khin e Annachhatre (2004), o processo convencional de remoção de nitrogênio é baseado na nitrificação autotrófica e na desnitrificação heterotrófica. Onde a nitrificação ocorre de forma aeróbia, e o processo de desnitrificação, de forma anóxica por meio de organismos facultativos (VON SPERLING; VERBYLA; OLIVEIRA, 2020).

Com a presença de condições propícias para ambos os processos em um único reator, estes podem ocorrer de forma simultânea, possibilitando economia em espaço e custos operacionais. Em reatores biológicos, a performance do sistema não depende apenas da cinética microbiana e enzimática, mas também dos processos físicos envolvidos no sistema (SWAINE; DAUGULIS, 1988). O comportamento hidrodinâmico pode influenciar na velocidade das reações por meio da modificação nas taxas de transferência de massa e distribuição das reações no sistema (CRUZ et al., 2016).

A utilização de partículas de suporte, denominadas "mídias", promove uma estruturação interna variável do reator, resultando em um escoamento não uniforme do fluído (FOGLER, 2016). Como consequência há o surgimento de anomalias no escoamento, tais como caminhos preferenciais de escoamento, nos quais elementos do fluido deixam o reator mais rapidamente que as linhas de fluxo paralelas, fomentando uma distribuição inadequada do fluido e a formação de zonas mortas, compondo regiões que não participam no processo principal de conversão e remoção do sistema (VON SPERLING; VERBYLA; OLIVEIRA, 2020).

O aumento da mistura e a redução de volumes mortos, supostamente refletidos em superior contato entre substrato e biomassa, são as prerrogativas do emprego da recirculação em reatores de leito fixo. Nota-se, no entanto, que incrementos demasiados na taxa de recirculação não decorrem necessariamente em ganhos de eficiência, pelas razões supracitadas.

Dessa forma, o estudo hidrodinâmico em reatores de leito empacotado é fundamental, pois pode-se averiguar as configurações de operação de maior eficiência do sistema. Para tal, por meio do ensaio de estímulo-resposta, ao conhecer-se as concentrações de entrada e saída de uma solução traçadora, é possível investigar a distribuição do tempo de residência (DTR) desse material no reator. Por meio das respostas obtidas é possível aplicar um modelo para representação do escoamento no reator com o intuito de diagnosticar os desvios de idealidade ocorridos, em função da aplicação de diferentes taxas de recirculação.

Este trabalho teve como objetivo geral avaliar o desempenho hidrodinâmico de um reator de leito empacotado em distintas condições de operação, por meio das DTR, por meio de ensaios de estímulo-resposta; dispondo, dessa forma, informações sobre os prováveis ganhos de eficiência em reatores de leito em função do aumento da recirculação, evitando que esse aumento seja demasiado e decorra em zonas mortas e curtos-circuitos hidráulicos.

METODOLOGIA

Reator de leito empacotado

Neste trabalho foi utilizado como objeto de estudo um reator em escala de bancada instalado no Laboratório de Estudos em Meio Ambiente (LEMA) do Departamento de Engenharia de Alimentos da Universidade Estadual de Ponta Grossa, Paraná, Campus de Uvaranas.

O reator tinha formato cilíndrico com corpo confeccionado em polimetilmetacrilato, com 14,5 cm de diâmetro interno, 70 cm de altura total, sendo a saída localizada a 55 cm da base, volume útil de 10,08 L e fluxo ascendente. A Figura 1 representa o esquema do reator estudado.

Figura 1
Esquema do reator: (A) frontal, (B) superior, (C) esquema de operação.

A alimentação do reator foi realizada pela base (1), por meio de um fundo cônico, com o uso de uma bomba peristáltica Masterflex^® modelo L/S com rotor Easy-Load 3. A saída do reator (2) estava localizada a 15 cm do topo, onde era realizada a coleta de efluente para posterior aferição das amostras. A sucção da recirculação (3) foi disposta nessa mesma região (topo) com a mangueira imersa, retornando o fluido a 4 cm da base (4), utilizando uma bomba peristáltica Prominent^® modelo Concept Plus, a qual operou em um regime tipo pulso.

A aferição da condutividade elétrica (CE) do fluido foi realizada com o auxílio de um condutivímetro Asko^® modelo AK51-V4, o qual dispunha do recurso ATC (automatic temperature compensation) para correção de variações decorrentes da temperatura.

O reator foi operado em duas condições de aeração: aerado e não aerado. Para a operação aerada foi utilizado um aerador Master modelo Acqua Flux A01, com capacidade de oxigenação de 35 L·h^-1 ligado a uma pedra porosa, localizada acima da alimentação (1), a cerca de 4 cm da base, que tinha por função diminuir o tamanho das bolhas e melhorar sua distribuição no interior do reator.

Para preenchimento do leito do reator, optou-se pela utilização da mídia de suporte denominada Mini Biobob^® com diâmetro de 1,5 cm — tecnologia elaborada pela empresa BIOPROJ Tecnologia Ambiental Ltda —, a qual consistia em matrizes de espuma de poliuretano (PU), revestida por anéis rígidos de polipropileno (PP). O suporte consistiu em 891 mídias Mini Biobob^® posicionadas aleatoriamente a partir da tomada de recalque da recirculação até 14 cm abaixo da saída do reator (2), imobilizado com o auxílio de grades. Foi encontrado 3,84 L de volume para o empacotamento, correspondendo a 38,1% do volume útil do reator.

Condições de operação

Com a finalidade de avaliar o desempenho hidráulico do reator, foram pré-determinados padrões de operação com variação dos parâmetros tempo de detenção hidráulica (TDH), razão de recirculação e aeração (aerado ou não aerado). Para estudo dos efeitos, o reator foi operado em regime abiótico. As etapas experimentais foram definidas por meio do delineamento composto central rotacional (DCCR), com planejamento fatorial na ordem 2², com quatro pontos axiais e três repetições do ponto central (C), totalizando 11 ensaios.

Para o parâmetro TDH foram estipulados os tempos de 8, 14 e 20 horas para os níveis de planejamento do DCCR (-1, 0 e 1, respectivamente). O valor expresso para razão de recirculação refere-se ao coeficiente da multiplicação aplicado com base na vazão de alimentação do conjunto. Para discussão do parâmetro razão de recirculação, convencionou-se a utilização do prefixo R à frente do coeficiente para se referir à variável. Foram estipuladas as razões de recirculação R0, R1 e R2 para os níveis de planejamento do DCCR (-1, 0 e 1, respectivamente). Na Tabela 1 estão dispostos os valores para os parâmetros estudados conforme o nível do planejamento.

Tabela 1
Valores empregados para cada nível do planejamento.

Variáveis independentes (níveis)		-1,41	-1	0	1	+1,41
TDH teórico (h)	x1	5,51	8	14	20	22,49
Razão de recirculação	x2	01	0	1	2	2,41

Fonte: os autores (2022).
• TDH: tempo de detenção hidráulica;
• ¹
  Para o ponto axial −1,41 encontrou-se um valor negativo de razão de recirculação, não passível de execução; assim, adotou-se o valor 0 (sem recirculação).

Para estudo dos efeitos, os 11 ensaios do planejamento experimental apresentado foram aplicados para ambos os regimes (aerado e não aerado), totalizando 22 ensaios. Definiu-se o número de reatores de mistura completa em série (N), TDH médio e volume morto como variáveis dependentes resultantes das interações dos ensaios.

Os ensaios estímulo-resposta foram realizados na forma de degrau, em que se utilizou como traçador uma solução de cloreto de sódio em água de torneira com concentração de 0,2 g·L^-1 previamente testada para melhor detecção. A escolha da combinação entre o ensaio estímulo-resposta do tipo degrau e a utilização do cloreto de sódio como traçador teve como intuito minimizar os efeitos da difusão do sal, o qual é mais suscetível em ensaios de tipo pulso.

As amostras foram coletadas em intervalos de 1 hora por meio de uma mangueira conectada na saída do reator; para cada amostra foram reservados aproximadamente 30 mL do fluido em recipientes plásticos identificados e mantidos em temperatura ambiente para aferição da CE. Previamente foi desenvolvida uma curva relacionando diferentes concentrações conhecidas da solução e suas respectivas leituras de CE, obtendo assim uma equação para correlacionamento.

Para a limpeza do reator entre os ensaios, o sistema foi operado com água de torneira até atingir a leitura de CE na saída correspondente à água sem adição do cloreto de sódio. Imediatamente após a limpeza, foi preparada uma nova solução traçadora para o ensaio seguinte, utilizando água com os mesmos padrões da presente no reator após a finalização da limpeza. A bomba de alimentação foi programada para cada ensaio com vazão compatível a fim de atingir os TDHs teóricos estipulados (8, 14 e 20 horas), sendo realizado o monitoramento na saída do reator até a obtenção do valor de CE correspondente à solução traçadora.

Com a saída do traçador do reator, foram obtidas as informações de concentração correlacionada ao tempo, fornecendo a função de DTR. A análise da DTR foi realizada pela metodologia de tanques de mistura completa em série (N-CSTR) apresentada por Levenspiel (1999). As curvas DTR, também denominadas "distribuição E", foram normalizadas (área unitária abaixo da curva). Foi determinado o tempo de detenção hidráulica médio (t_m) e o número de reatores em série (N) para caracterização do escoamento a partir da determinação da variância (σ²) e da variância em função do tempo adimensional (σ_Θ²). A determinação da fração morta do reator (V_m) deu-se por meio da metodologia apresentada por Singh, Viraraghavan e Bhattacharyya (2006) e Godinho et al. (2018). A definição das variáveis utilizadas está sintetizada na Tabela 2.

Tabela 2
Definição das variáveis utilizadas para determinação do tempo de detenção hidráulica médio, do número de reatores de mistura completa em série e do volume morto.

Variável	Definição	Significado
tm	${\text{t}}_{\text{m}}={\displaystyle {\int }_0^{\infty }\text{t}\cdot \text{E}\left(\text{t}\right)}\text{dt}$	t = tempo tm = tempo de residência médio
σ²	${\text{σ}}^2={\displaystyle {\int }_0^{\infty }{(\text{t}-{\mathrm{t}}_{\mathrm{m}})}^2}\cdot \text{E}\left(\text{t}\right)\text{dt}$	t = tempo tm = tempo de residência médio σ² = variância
σΘ2	${{\text{σ}}_{\Theta }}^2=\frac{{\text{σ}}^2}{{{\text{t}}_{\text{m}}}^2}$	tm = tempo de residência médio σ² = variância σΘ2 = variância adimensional
N	$\text{N}=\frac{1}{{{\sigma }_{\Theta }}^2}$	N = número de reatores de mistura completa em série σΘ2 = variância adimensional
Vm	${\text{V}}_{\text{a}}={\text{V}}_{\text{t}}\cdot \frac{{\text{TDH}}_{\text{m}}}{{\text{TDH}}_{\text{t}}}$ Vm = Vt - Va	TDHm = tempo de detenção hidráulica médio TDHt = tempo de detenção hidráulica teórico Va = volume ativo Vm = volume morto

Levenspiel (1999)Singh, Viraraghavan e Bhattacharyya (2006)Fogler (2016)et al

RESULTADOS E DISCUSSÃO

Etapa não aerada

Na Tabela 3 estão apresentados os resultados de tempo de detenção hidráulica teórica, tempo de detenção hidráulica média, número de reatores em série, volume ativo e volume morto obtidos na realização das etapas experimentais da etapa não aerada.

Tabela 3
Resultados obtidos para as etapas experimentais sem aeração.

Ensaio	TDHt (h)	R	TDHm (h)	N-CSTR	Va (L)	Vm (L)
1	8,00	0,00	6,22	1,73	7,84	2,24
2	8,00	2,00	6,52	1,52	8,22	1,87
3	20,00	0,00	16,31	5,51	8,22	1,86
4	20,00	2,00	16,01	5,20	8,08	2,01
5	5,51	1,00	3,98	1,49	7,28	2,80
6	22,49	1,00	15,29	4,13	6,86	3,23
7	14,00	0,00	12,02	1,64	8,66	1,42
8	14,00	2,41	9,51	2,10	6,85	3,24
9 (C)	14,00	1,00	9,75	1,93	7,02	3,06
10 (C)	14,00	1,00	10,11	2,19	7,28	2,80
11 (C)	14,00	1,00	9,67	2,22	6,96	3,12

Fonte: os autores (2022).
• TDH_t: tempo de detenção hidráulico teórico; R: razão de recirculação; TDH_m: tempo de detenção hidráulico médio; V_a: volume ativo; V_m: volume morto; C: ponto central. Nessa tabela estão apresentados os dados reais para N-CSTR, foram utilizados os valores transformados para a análise estatística.

Com exceção do N-CSTR, observou-se normalidade para as variáveis dependentes segundo o teste de Shapiro-Wilk. Os dados não normais foram ajustados por meio da transformação de Johnson para a análise (JOHNSON, 1949).

Para caracterização do regime de escoamento em reatores reais, convencionou-se que 1 < N < 10 se aproxima de escoamento em mistura completa e valores acima de 10, tendendo ao infinito, proximidade ao modelo pistonado (VON SPERLING; VERBYLA; OLIVEIRA, 2020). Dessa forma, o regime de escoamento do reator estudado sem aplicação de aeração tem proximidade ao modelo de mistura completa.

Neste estudo, a redução do TDH_t teve impacto no número de reatores em série obtido, corroborado pela ocorrência de significância na ANOVA para o termo (α = 0,05), conforme a Tabela 4.

Tabela 4
ANOVA para o número N de reatores (não aerado).

Fator	Sq	Gl	Qm	F	Valor p
TDHt (L)	10,59461	1	10,59461	274,0707	0,003629
TDHt (Q)	0,03140	1	0,03140	0,8122	0,462580
R (L)	0,00803	1	0,00803	0,2078	0,693175
R (Q)	0,04023	1	0,04023	1,0407	0,414977
Interação	0,20650	1	0,20650	5,3419	0,147011
Falta de ajuste	1,37321	3	0,45774	11,8411	0,078875
Erro puro	0,07731	2	0,03866
Soma dos quadrados	12,31519	10

Fonte: os autores (2022).
• Sq: soma dos quadrados; Gl: graus de liberdade; Qm: quadrado médio; F: fator "F"; TDH_t: tempo de detenção hidráulica teórica; R: razão de recirculação; L: modelo linear; Q: modelo quadrático; r² = 0,88222; ajuste = 0,76443.

A redução do TDH é obtida pelo aumento na vazão de alimentação no reator, logo a redução do número N pode ser explicada em razão da mudança nesse parâmetro. Os ensaios conduzidos revelaram um TDH médio menor que o TDH teórico estipulado para todos os ensaios. A ocorrência desse fenômeno é usual em reatores de leito empacotado em razão da disposição das mídias (ALBERTINI et al., 2012). De acordo com Von Sperling, Verbyla e Oliveira (2020), esse comportamento é atrelado principalmente a dois fatores: zonas mortas e curtos-circuitos hidráulicos. Por consequência, o tempo de contato é menor que o estimado no sistema, afetando a eficiência em razão do tratamento reduzido.

Quanto à recirculação, estudos utilizando reatores de leito estruturado para tratamento de efluente sintético com suporte de espuma de PU e aeração intermitente, como de Moura, Damianovic e Foresti (2012) utilizando TDHs de 8, 10 e 12 horas e de Santos et al. (2016) com TDH de 11,2 horas, aplicaram razões de recirculação R5 em seus estudos a fim de garantir a operação mais próxima possível à mistura completa. Barana et al. (2013), em um reator similar para tratamento de efluente de matadouro com aeração intermitente e TDH de 24 horas, utilizaram razão R6 para atingir o mesmo objetivo.

No presente estudo, notou-se que a recirculação não produziu efeitos estatisticamente significativos em relação ao número N de reatores. Comportamento semelhante foi observado por Moura et al. (2018) em um estudo realizado com reator de leito estruturado, operado sob condições abióticas, sem aeração com TDHs de 6 e 12 h. Os autores concluíram que não houve aumento significativo no grau de mistura quando aplicadas as razões de recirculação R1, R2 e R3 no sistema, sendo significante apenas na configuração R4 observada.

Enquanto o emprego da recirculação pode melhorar a performance do reator, faz-se necessário considerar potenciais desvantagens atreladas com o incremento da razão do parâmetro, de modo que, para o reator estudado, seu incremento não produziu efeitos estatisticamente significativos; uma operação além da faixa ótima do sistema acarretaria em aumento no consumo energético e maior complexidade operacional e de manutenção.

Em uma operação real, o papel da recirculação no reator de estudo teria maior relevância no processo de nitrificação e desnitrificação simultânea (NDS). Comportamento observado por Santos et al. (2021) ao operar um reator híbrido UASB e filtro biofilme aerado submerso para tratamento de esgoto doméstico diluído, no qual foram empregadas as razões de recirculação R0,5 e R0,75. Com recirculação do efluente nitrificado, os autores observaram o favorecimento do tamponamento no sistema sem adição de fontes alcalinas e/ou doadores de elétrons externos para a desnitrificação e o aumento na eficiência de remoção de carbono e nitrogênio, essencialmente com a aplicação da maior razão de recirculação.

Em relação ao volume morto, foram encontrados volumes entre 1,42 e 3,24 L, os quais correspondem a 13 e 30% em relação ao volume total, respectivamente. O volume morto médio encontrado para a etapa não aerada foi de 23,17%. De acordo com Jimenez et al. (1988), a presença de volumes mortos em reatores empacotados porosos pode ser justificada pelo fato de a fração líquida contida nos poros atuar como uma porção estagnada.

Para o parâmetro do volume morto, foi encontrado coeficiente de determinação (r²) de aproximadamente 0,52 para a ANOVA, considerada uma correlação moderada. Possivelmente há influência de outros fatores, como a disposição das mídias do meio suporte no leito e aos que ocorrem em sua porção interior, como ineficiência na distribuição e resistência difusional (ALBERTINI et al., 2012).

Em reatores de leito fixo, o empacotamento aleatório do recheio possibilita inúmeros arranjos, fomentando a formação de caminhos preferenciais (FOGLER, 2016). Araujo Junior et al. (2016), em um estudo de biorreatores para o tratamento de efluente de cervejaria, revelaram um aumento de 9% na eficiência de redução da DQO quando comparado um reator de leito empacotado com Biobob^® e outro reator de leito estruturado composto de hastes de PU. Os autores atribuíram o ganho à melhor adesão da biomassa em razão da maior área superficial e da redução das zonas mortas devido à estruturação do leito.

Etapa aerada

Na Tabela 5 estão apresentados os resultados de tempo de detenção hidráulica teórica, tempo de detenção hidráulica média, volume ativo e volume morto obtidos na realização das etapas experimentais da etapa aerada.

Tabela 5
Resultados obtidos para as etapas experimentais com aeração.

Ensaio	TDHt (h)	R	TDHm (h)	N-CSTR	Va (L)	Vm (L)
1	8,00	0,00	6,33	1,24	7,98	2,10
2	8,00	2,00	6,42	1,18	8,10	1,99
3	20,00	0,00	16,56	2,88	8,35	1,73
4	20,00	2,00	16,76	2,99	8,45	1,63
5	5,51	1,00	4,02	1,30	7,35	2,74
6	22,49	1,00	15,18	3,06	6,81	3,28
7	14,00	0,00	10,35	1,33	7,46	2,63
8	14,00	2,41	9,93	1,30	7,15	2,93
9 (C)	14,00	1,00	10,08	1,23	7,26	2,82
10 (C)	14,00	1,00	10,97	1,53	7,90	2,18
11 (C)	14,00	1,00	11,13	1,40	8,02	2,07

Fonte: os autores (2022).
• TDH_t: tempo de detenção hidráulico teórico; R: razão de recirculação; TDH_m: tempo de detenção hidráulico médio; V_a: volume ativo; V_m: volume morto; C: ponto central. Nessa tabela estão apresentados os dados reais para N-CSTR, foram utilizados os valores transformados para a análise estatística.

Com exceção da variável N-CSTR, os dados seguiram a distribuição normal de acordo com o teste de Shapiro-Wilk. Houve o ajuste dos dados não normais de acordo com a transformação de Johnson (JOHNSON, 1949). Com base nos dados de número de reatores em série (N-CSTR) obtidos, observam-se valores compreendidos entre 1,18 ≤ N ≤ 3,06. Os dados obtidos para esse parâmetro revelam a operação próxima à mistura completa. A ANOVA para a etapa não apresentou significância estatística para nenhuma das variáveis independentes.

Os valores de N reduzidos, se comparados à operação não aerada, se justificam, uma vez que a aeração introduz bolhas de ar que podem afetar o grau de mistura (MOURA et al., 2018). Para comparação em razão da não normalidade dos dados, foi realizado o teste não paramétrico de Wilcoxon. O teste revelou diferença significativa entre as etapas (p = 0,003), evidenciando a redução do número N com a adição da aeração. Com a redução do N há uma maior mistura no reator e, por consequência, a redução na espessura da camada limite das partículas.

A ANOVA para essa etapa, de forma contrária à operação aerada, não apresentou significância para o fator TDH_t. A redução do tempo de detenção leva ao aumento da velocidade do fluido, o qual fomenta a redução da camada limite. Entretanto, em razão do grau de mistura já promovido pela aeração, com N próximo a apenas um tanque na maior parte dos casos, é possível pressupor que o incremento na velocidade proporcionado pelo parâmetro não influenciará na mistura do sistema para redução da camada limite e fomento na transferência de massa.

De forma semelhante à etapa anterior, foi encontrado o TDH médio menor que o teórico para os ensaios. De acordo com Von Sperling, Verbyla e Oliveira (2020), esse comportamento tem origem na existência de caminhos preferenciais no escoamento, sendo regiões de percurso facilitado para o líquido, bem como a presença de zonas mortas as quais não participam efetivamente no processo de conversão principal. A ocorrência desse fenômeno é usual em reatores de leito empacotado em razão da disposição das mídias (ALBERTINI et al., 2012).

De acordo com Santos et al. (2016), em reatores contínuos, a aeração, além de promover a mistura, tem por função viabilizar a remoção simultânea de matéria orgânica e nitrogênio, uma vez que a amônia (com exceção do processo Anammox) não é oxidada sob condições anaeróbias. Em contrapartida, a não aeração do reator se torna interessante para o processo de desnitrificação heterotrófica, utilizando a matéria orgânica como doadora de elétrons.

Esse fato torna-se especialmente relevante em reatores que empregam meios de suporte porosos em razão do gradiente de concentração de OD, em que há atividade de bactérias nitrificantes em áreas de maior concentração e bactérias desnitrificantes em regiões nas quais os aceptores finais de elétrons são nitrito e/ou nitrato (LEICK et al., 2017). Estudos recentes em reatores biológicos de leito estruturado e empacotado com aeração intermitente demonstraram a viabilidade da ocorrência simultânea do processo NDS e remoção de carbono orgânico dissolvido — COD (MOURA; DAMIANOVIC; FORESTI, 2012; BARANA et al., 2013; SANTOS et al., 2016; LEICK et al., 2017).

Portanto, para a operação real desse reator de estudo, torna-se interessante o emprego da aeração intermitente para a remoção de COD e ocorrência de NDS, dado que na operação sem aeração constatou-se um bom nível de mistura no sistema, relevante de acordo com Moura et al. (2018) a fim de evitar picos de concentrações de amônia em etapas não aeradas e nitrato durante a etapa aerada no efluente.

Quanto à recirculação, não foi observada significância estatística de acordo com a ANOVA para o parâmetro, semelhante à etapa anterior. De maneira análoga ao TDH_t, pressupõe-se que não houve interferência na mistura do reator, não produzindo, portanto, efeitos quanto à espessura da camada limite e fomento à transferência de massa, possivelmente em razão do grau de mistura existente, intensificada pela aeração.

As regiões mortas para essa etapa compreenderam volumes entre 1,63 e 3,28 L. Em relação ao volume total, os resultados médios foram semelhantes à operação não aerada, com 22,53% para as zonas mortas. De acordo com Jimenez et al. (1988), esse volume pode estar atribuído à estagnação do líquido nos poros das mídias do meio suporte. Não foi encontrada correlação estatística para o parâmetro. Comparado à etapa não aerada, o provável aumento no grau de mistura com a introdução da aeração atenuou a influência dos parâmetros estudados, em que possivelmente há influência de fatores internos nas partículas, tais como a resistência difusional e a distribuição do fluxo insatisfatória (ALBERTINI et al., 2012).

O arranjo irregular das partículas favorece a formação de caminhos preferenciais, levando ao surgimento de zonas mortas. Para uma operação real, é possível considerar a estruturação do leito, o qual pode mitigar áreas estagnadas por meio de uma melhor distribuição interna de fluido, em razão da geometria bem definida e da melhor resistência mecânica.

CONCLUSÕES

A partir da modelagem das distribuições dos tempos de residência para o reator de leito empacotado, nas condições de operação estudadas, o modelo hidráulico que melhor descreve o reator o aproximou da mistura completa ideal em todas as condições de operação, com o número N de reatores de mistura completa em série compreendido entre 1,45 ≤ N ≤ 5,51 para a etapa não aerada e 1,18 ≤ N ≤ 3,06 para a etapa não aerada.

Em ambas as operações, aerada e não aerada, foi encontrado o tempo de detenção hidráulica médio menor que o tempo teórico, comportamento atrelado ao surgimento de anomalias no escoamento. Ao incluir a aeração no sistema foi constatada redução no número de reatores de mistura completa em série em relação à operação não aerada, indicando aumento na mistura do reator em razão da incorporação de bolhas de ar no sistema.

Durante a operação não aerada verificou-se aumento no grau de mistura do reator com a redução no tempo de detenção hidráulica, justificado pela maior velocidade no escoamento, podendo contribuir para uma melhor transferência de massa em razão da redução da camada limite das mídias de suporte do leito. Para a etapa aerada não foi observado esse comportamento; possivelmente em razão do grau de mistura já promovido pela aeração, o incremento na velocidade com a redução da detenção hidráulica não contribuiu para a mistura do reator.

Quanto às razões de recirculação, não foi observada modificação no grau de mistura do sistema em ambas as etapas, aerada e não aerada; pressupõe-se que o aumento na velocidade do fluido promovido pelo reciclo não interferiu na mistura do reator, não atuando, assim, em benefício da redução na camada limite e ao fomento de transferência de massa.

Quanto às zonas mortas, não foi encontrada correlação estatística significativa para o parâmetro em ambas as etapas, com volumes compreendidos entre 1,42 L ≤ V_m ≤ 3,24 L para a etapa não aerada, perfazendo uma média de 23,17%, e 1,63 L ≤ V_m ≤ 3,28 L para a etapa aerada, com média de 22,53%. Tal comportamento pode estar atrelado a fatores internos da mídia, tais como a distribuição desigual do fluido e a resistência difusional. Faz-se relevante a investigação dos parâmetros atrelados a seu surgimento, a fim de mitigar as zonas estagnadas e otimizar o processo por meio de um melhor aproveitamento do volume útil do reator.

Para o reator estudado, notou-se que com a redução do TDH e a introdução da aeração no sistema houve aumento estatisticamente significativo na mistura do reator, comportamento não observado com o incremento na razão de recirculação. Diante disso, entende-se que existe um limiar de influência entre o incremento nos parâmetros operacionais e o aumento na eficiência do reator. Em uma operação real, busca-se a faixa ótima de operação, evitando o emprego excessivo de recursos que resultam no aumento de consumo energético e na maior complexidade de operação e manutenção; portanto, precedendo a operação dos reatores é necessário verificar se o emprego da aeração por si só não promove o efeito esperado pela sua associação com a recirculação, e, em caso contrário, qual a mínima taxa de recirculação requerida.

• Financiamento:

  CAPES código 001.

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Datas de Publicação

• Publicação nesta coleção
  30 Ago 2024
• Data do Fascículo
  2024

Histórico

• Recebido
  30 Ago 2022
• Aceito
  22 Maio 2024