Propuesta de tratamiento para la eliminación del
manganeso en la Planta de Neutralización de Aguas
Ácidas, Victoria-Compañía Minera Volcan S. A. A, Perú
Proposed treatment for the removal of manganese in the Plant Acid Wa-
ter Neutralization, Victoria - Company Mining Volcan S.A.A, Peru
Recibido: enero 17 de 2017 | Revisado: febrero 10 de 2017 | Aceptado: mayo 15 de 2017
Frank Loroña-Calderón1
Walter Gomez-Lora2
1 Universidad Politécnica de
Valencia. España.
frank.ddlc@gmail.com
2 Universidad Nacional
Federi-co Villarreal.
jgomez@unfv.edu.pe
Ab s t r ac t
Manganese is a common contaminant present in mine water, diffi-cult to
remove due to its high solubility over a wide pH range. In re-cent years,
its elimination represents a major challenge for the mining industry. The
present study consists in proposing a treatment for the elimination of
manganese in the acid neutralization plant of Volcan Mining Company
S.A.A. In order to achieve this, two treatment pro-posals were studied:
oxidation by aeration and ion exchange. Between these two methods,
the most common system used by mine acid drai-nage treatment plants,
which is oxidation by aeration, was selected. This method was chosen
since it is an effective system to eliminate manga-nese with low
operative and maintenance costs. It was concluded that surface aeration
is the best option because it has a higher efficiency of aeration and lower
energy power absorbed; however, it has a 21% lower oxygen transfer
rate. Another less important aspect is that the system of surface aeration
by turbine has a cost of 20 990.00 euros, compared with a cost of 37
455.27 euros for a system of aeration by diffusers. In addition, a
disadvantage of the diffusers in waters with high concentra-tions of lime
is that the holes are clogged by the carbonation in the tanks.
Key words: Acid mine drainage, manganese, aeration, diffusers,
surface aerator, oxidation
Re su m e n
El manganeso es un contaminante común presente en el agua de mina difícil de
eliminar debido a su alta solubilidad en un amplio rango de pH. En los úl-timos
años, su eliminación representa un desafío importante para la industria minera
(Cruz, Lima, Teixeira, Leao, & Silva, 2010); (M.Bamforth, A.C.Man-ning,
Singleton, L.Younger, & L. Jhonson, 2006) (M. Silva, C. Cunha, D. R. Sil-va,
& A. Leao, 2012) (HE, Yang, & HE, 2010). El presente estudio consiste en
proponer un tratamiento para la eliminación del manganeso en la planta de
neutralización de aguas ácidas de la Compañía Minera Volcan S.A.A. Para ello,
se estudiaron dos propuestas de tratamiento: la oxidación mediante aireación y
el intercambio iónico. Entre estos dos métodos se seleccionó el sistema más
común utilizado por las plantas de tratamiento de drenaje ácido de mina que es
la oxidación por aireación. Este método se eligió ya que es un sistema eficaz
para eliminar el manganeso de bajo coste operativo y de mantenimiento. Se
concluyó que la aireación superficial es la mejor opción porque presenta una
mayor eficacia de aireación y menor potencia energética absorbida; sin em-
bargo, tiene una tasa de transferencia de oxígeno 21 % menor. Otro aspecto
menos importante es que el sistema de aireación superficial por turbina tiene un
coste de 20.990,00 euros, comparado con un coste 37.455,27 euros para un
sistema de aireación por difusores. Además, una desventaja de los difusores en
aguas con concentraciones altas de cal es que se obstruyen los orificios por la
carbonatación que hay en los tanques.
Palabras clave: drenaje ácido de mina, manganeso, aireación,
difusores, ai-reador superficial, oxidación
http://dx.doi.org/10.24039/cv201751183
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Frank Loroña-Calderón, Walter Gomez-Lora
Introducción
La Planta de Neutralización de Aguas Ácidas
(PNAA) de la Planta Concentradora Victoria –
Yauli cuenta con una capacidad de tratamiento
de 400 l/s que recibe los efluentes de aguas
ácidas de las minas Carahuacra y San Cristóbal,
el cual ha demostrado las ventajas técnicas y
económicas durante su operación. En
consecuencia, puede considerarse como
tecnología probada y servir de referencia para
otros proyectos de tratamiento de efluentes
ácidos. Para su operación consta de equipos
principales (tanques, bombas, motores, es
pesador, ciclones), equipos auxiliares (tanque
para lechada cal, poza de emergencia, tanque
para preparación de floculantes) y además
cuentan con sistemas de instrumentación
(potenciómetros, dosificación automática de cal
y monitoreo computarizado de las dosifi-
caciones).
Está diseñada para alcanzar los Límites
Máximos Permisibles (LMP) para la descarga
de efluentes líquidos de actividades Minero –
Metalúrgicas regulados en el Decreto Supre-
mo Peruano 010-2010-MINAM. Sin embar-
go, otra serie de metales como el manganeso
no se encuentra regulado en la normatividad
citada. En tal sentido, la PNAA no está di-
señada para eliminar el manganeso, el cual
produce el enlodamiento, coloración y co-
rrosión en las tuberías que recirculan el agua
tratada para las operaciones mineras, gene-
rando una reducción de caudal y obstruccio-
nes (Gil García & González Pacilio, 2004).
Por otro lado, se encuentran poco investiga-
dos los efectos adversos o potenciales daños
en la vida acuática del medio receptor; sin
embargo, genera un deterioro en la calidad del
agua para bebida de animales y consumo
humano (Acevedo Luyo, 2015). Otra proble-
mática generada por la presencia del manga-
neso en el agua, es que estos promueven el
crecimiento de un grupo de organismos que
obtienen energía de la reacción química que
ocurre cuando este metal se mezcla con el
oxígeno disuelto, conocidos como la bacteria
ferrooxidantes como las Gallionellales, Ma-
riprofundus ferrooxydans, Acidithiobacillus
ferrooxidans y Leptospirillum ferrooxidans,
dichas bacterias se adhieren a las paredes de
las tuberías formando un lodo grueso, agra-
vando el problema de la obstrucción (Mil-
dred, Callejón, & Hernández, 2014).
El manganeso es un metal que ofrece una
dificultad técnica para ser eliminado, ya que se
presenta en tres posibles estados de valencia en
la corteza terrestre (2+, 3+ y 4+) y pueden
formar una amplia variedad de óxidos de va-
lencia mixta, siendo las especies de + 3 ines-
tables, es decir, dos iones Mn3+ pueden inte-
ractuar de forma espontánea para producir un
Mn2+ y un ion Mn4+, y estos productos son
más estables termodinámicamente que las es-
pecies de la Mn3+ original (Hem, Study and
Interpretation of the Chemical Characteristics of
Natural Water, 1985). En consecuencia, en la
presente investigación, se plantea la remo-ción
de dicho metal en su forma más general del
manganeso, es decir, en ion Mn+2, que por
aireación oxidativa da un precipitado negruz-co
de MnO2.
En tal sentido, el presente trabajo de inves-
tigación tiene el objetivo de proponer una me-
jora tecnológica en el sistema preexistente de
tratamiento para cumplir con las futuras exi-
gencias de límites máximos permisibles para
la descarga de manganeso en los efluentes lí-
quidos de Actividades Minero –
Metalúrgicas, tomando como referencia la
legislación am-biental internacional para
vertido de efluente minero, los costes (energía
y proceso) y las características de diseño de la
planta actual. Para dicho fin se evaluó,
técnicamente, la tec-nología de tratamiento de
oxidación mediante aireación y el intercambio
iónico. Finalmente, se seleccionó la oxidación
por aireación me-diante turbinas flotantes.
Las alternativas disponibles para la
elimi-nación del manganeso pueden ser:
Oxidación con aire e Intercambio iónico.
De estos dos métodos se seleccionó el sis-
tema más común utilizado por las plantas de
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Propuesta de tratamiento para la eliminación del manganeso en la Planta de Neutralización de Aguas Ácidas, Victo-ria-Compañía Minera Volcan
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tratamiento de drenaje ácido de mina (Oxi-
dación mediante aireación). Para seleccionar
un sistema de tratamiento que sea eficiente y
de bajo coste de instalación y energético para
adaptarlo al diseño de la PNAA para elimi-nar
el Mn, se comparó los parámetros como la
tasa de transferencia de oxígeno, la eficacia de
la aireación y potencia energética absorbi-da
entre la aireación por difusores de burbuja
fina y un aireador superficial de turbina
flotan-te AQUAFEN 30 kW para oxidar
6508,51 kg Mn+2/d.
Figura 1. Aireador superficial de turbina rápida
flotante AQUAFEN 30 Kw – 1 800 T/M
Tabla 1
Ventajas y desventajas de la oxidación con aire e intercambio iónico para la eliminación
del manga-neso
Técnica Aplicación Ventajas Desventajas
Oxidación por aireación
Eliminación
de iones diva- Bajo costo Reacción lenta
lentes de manganeso Depende del pH
Eliminación
de las especies
Las resinas pueden regene-
Alto costo
Intercambio Iónico3iónicas
rarse si el proceso se realiza
Bajo punto de saturación
en columnas
Fuente: Elaboración propia
Figura 2. Esquema propuesto para adaptar un sistema de aireación en la Planta de Neutralización de Aguas
Ácidas existente. Fuente: Elaboración propia
3Intercambio Iónico. Puede ser utilizado en el tratamiento de drenaje acido de mina, específicamente para
elimina-ción de iones disueltos no deseados dando como resultado un agua de excelente calidad para
muchos usos industria-les (EPA, Design Manual Neutralization of Acid Mine Drainage, 1983)
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Metodología
En este ítem se desarrolló la metodología
para el diseño de difusores de burbuja fina y
aireadores superficiales, con la finalidad de
realizar las comparaciones de ambos sistemas.
a) Cálculo del sistema de aireación
COS = (KLa) 20 Cs. V ………………. (1)
Cs: concentración de saturación de
oxíge-no en condiciones estándar (mg/l).
KLa: Coeficiente general de
transferencia de materia a 20 °C.
V: Volumen (L)
COS: Velocidad de transferencia de
O2, (mg de O2/s).
Corrección de la COS para aireadores
super-ficiales mecánicos y difusores:
= . ( ). . −. (
− )
Donde:
α = Velocidad relativa de transferencia de oxígeno referida a la del agua limpia
(sin dimensiones). Los valores suelen
estar comprendidos entre 0.68 y 0.94.
β = Concentración relativa de saturación referida al
agua limpia (sin dimensio-nes). Es la corrección
debida a la sali-nidad, (prácticamente no
depende de la temperatura).
Θ=Constante de corrección de la tempera-
tura, valor 1,024. (ASCE4, 2007)
Cs = Concentración de saturación de
oxíge-no en condiciones estándar
(mg/l), Cs = 9.08 mg/l.
Csw= Concentración de saturación de oxíge-
no para agua limpia en la superficie, a
la temperatura y presión reales, T y Pa.
Eficacia en la transferencia de O2:
La eficacia en la transferencia de oxígeno en
unidades de aireación viene dada por la canti-
dad de oxígeno transferido por kwatios-hora
(kW-h) o caballo de vapor hora (CV-h). Al
igual que la capacidad de oxigenación se pue-
de expresar en condiciones estándar (NO) o en
condiciones de trabajo (N). Las expresiones
correspondientes son:
= .
= .
En la Tabla 2 se aprecian los valores de la
eficacia estándar de los sistemas de aireación
por difusores y superficiales. Sin embargo, es-
tos valores varían dependiendo del fabricante.
Tabla 2
Resumen de la eficiencia estándar de la
airea-ción (SAE) para sistemas de
aireación comer-cial disponibles.
Tipo de Aireación Eficiencia estándar de la
aireación (kgO2/kWh)
Aireador superficial
0,9-1,3
alta velocidad
Aireador superficial
1,5-2,1
baja velocidad
Burbujas gruesas
0,6-1,5
Turbinas o jets
1,2-1,8
Burbujas finas
3,6-4,8
Fuente: (Henze, Loosdrecht, Ekama, &
Brdjanovic, 2008).
b) Sistema de aireación por difusores:
Los sistemas de difusores introducen
aire, suministrada por una soplante, al
agua a tra-vés de difusores colocados
cerca del fondo del tanque.
Eficacia de los sistemas de aireación
por di-fusores:
Para el caso de los difusores, la eficacia
está dada por:
(%)= .
4ASCE. American Society of Civil Engineers (Sociedad Estadounidense de Ingenieros Civiles).
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También se pueden definir condiciones de
trabajo (E) y para condiciones estándar (EO).
Estableciéndose la siguiente relación:
= .
∗= [ . − . .
( − ). ]
Siendo: F: COR/COS
Esta expresión permite obtener la cantidad
de O2 a introducir, conocida la cantidad real
necesaria y la eficacia en condiciones estándar:
O2 transferido en C.R = E O2 introducido
en C.R
Cálculo de la potencia de una soplante:
Este cálculo es necesario para
suministrar el caudal deseado teniendo en
cuenta las per-didas por rozamientos en
los elementos que conducen el aire.
.
.
=. . .
[(
)
− ] .
.
En la que:
P:Potencia suministrada en kW
W:Caudal de aire en kg/s
R:Constante, para el aire = 29.27 m/K T1:
Temperatura a la entrada de la Soplan-
te, K.
P1 y P2: Presiones absolutas a la
entrada y salida.
n: Constante, para el aire = 0.283.
e:Eficacia del conjunto motor-soplante
(se puede suponer e=0.7)
El caudal del aire, W, se deduce de las
nece-sidades de oxígeno y del rendimiento
E carac-terística del dispositivo de difusión.
Diseño de sistemas de aireación por difusores:
Se toman como datos de partida las necesi-
dades máximas reales de O2 y el volumen del
reactor, calculados mediante las ecuaciones
que se verán en el tema correspondiente.
La eficacia del proceso de aireación con
difusores varía con el calado, con el caudal de
aire introducido por cada difusor y con el
número de difusores por unidad de superficie
(densidad de difusores). Esta eficacia dividida
por el calado (Eo/h) para una densidad de di-
fusores dada, es función del caudal. Este valor
viene dado, directamente, por el fabricante o
puede calcularse de las gráficas que sumista el
fabricante (Figura 2). Así mismo, el fabricante
suministra el número máximo y mínimo de
difusores por m2. El caudal máximo de aire
por difusor (caudal unitario) se recomienda no
supere el 80 % del caudal máximo reco-
mendado por el fabricante.
La cantidad de oxígeno a transferir en
con-diciones estándar por unidad de tiempo
y de volumen de tanque, Cs(gO2/h/m3)
puede relacionarse con todos estos
parámetros me-diante la ecuación:
= . = , .
Donde:
ρd : Densidad de difusores, dif/m2
Qd: Caudal unitario, m3/h/difusor
0.23: Porcentaje en peso de O2 en el aire
1205: Densidad del aire a 20 ° C
Para unas necesidades de O2 por unidad de
volumen en condiciones estándar y un tipo de
difusor dado pueden presentarse tres casos:
Cs < Cs, min: Se diseña con la
densidad de difusores mínima.
Cs > Cs, máx.: No puede utilizarse este
tipo de difusores. Fue necesario probar
otro tipo u otra marca.
Cs, min < Cs < Cs, máx.: Se interpola
para obtener la densidad de difusores
capaz de su-ministrar esa cantidad de O2.
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Figura 3. Variación de la eficacia de transferencia
con el caudal para un difusor de membrana elástica.
Fuente: Ferrer Polo & Seco Torrecillas, 2011.
La pérdida de carga para estos sistemas
también debe ser suministrada por el
fabri-cante como una función del caudal
de aire que atraviesa el difusor (Figura 3).
Conocidas o estimadas las pérdidas de car-
ga en las conducciones, puede obtenerse la po-
tencia de la Soplante mediante la ecuación (8).
Figura 4. Pérdida de carga para un difusor de
membra-na elástica en función del caudal de aire
en condiciones normales que lo atraviesa.
Fuente: Ferrer Polo & Seco Torrecillas, 2011.
C) Sistema de aireación superficial:
Para determinar la tasa de transferencia de
oxígeno (kgO2/kW.h) de los aireadores super-
ficiales mecánicos se reemplazó la ecuación
3.0 y 4.0 en la 2.0 de la siguiente manera:
kWCOR.h = α . (kWCOS.h) . β. CswCs− C0 .
1,024(T−20)
Se obtuvo la siguiente ecuación:
= [ . ( . −
) . , ( − )]
Dónde:
N: Tasa de transferencia de oxígeno en
el campo, kgO2/kW.h;
No: Tasa de transferencia de oxígeno me-
diante prueba en condiciones estándares, a 20
° C y oxígeno disuelto igual a cero, kgO2/
kW.h. Varía de 1,5 a 2,1 kgO2/kW.h.
α =
tasaendelastransferenciaaguasres
idualesdeO2 tasa de transferencia
de O2
en el agua pura
α
Para aireadores superficiales, α = 0.9
β= saturaciónenlasdeaguaslaconcentrac
iónresiduales de O2 saturación de
concentración de O2
en el agua pura
Csw: Concentración de saturación de oxí-
geno para agua limpia en la superficie, a la
temperatura y presión reales, T y Pa. Valor de
Cs corregido por presión y temperatura.
Cs: Valor de saturación del oxígeno en
el agua pura en condiciones estándares
usado en la prueba de rotores, a 20 °C, al
nivel del mar. Es igual a 9,17 mg/l.
T: Temperatura media anual, grados Cel-
sius.
Los datos de partida son las necesidades
reales máximas de O2 y el volumen del reactor.
El paso siguiente es asumir un valor de trabajo
para la tasa de transferencia de oxígeno bajo
prueba en condiciones estándares (No) entre los
valores de 1,5 a 2,1 kgO2/kW.h. Este va-lor se
multiplica por la eficacia de la aireación
(Ecuación 7) obtenido el valor de N (unidad de
medida kg O2/kW.día).
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Se calcula la Potencia total requerida, en
kW: =, .
Potencia específica de aireación:
= .
Donde, la potencia específica es medida
en w/m3. Este valor dependiendo del
fabricante puede estar entre 10 a 100 w/m3.
La potencia total real, en kW:
Con este valor podemos seleccionar el
ai-reador superficial en relación a su
potencia en kW.
Cantidad de aireadores
Se asume un número de aireadores, de tal
forma que la potencia específica se encuentre
dentro del valor requerido en la Fórmula 12.
Dimensiones de cada sección aireada
Volumen de cada sección aireada para
un área cuadrada:
=
Donde n es el número de aireadores
super-ficiales.
Dimensiones de cada sección por aireador:
. = = √
Área real de cada sección:
A = L2, se debe asegurar una buena
mezcla en el tanque estableciendo una
correcta rela-ción entre el lado del tanque
y el diámetro del aireador superficial.
Algunos fabricantes esta-blecen que debe
tener una relación L/D menor o igual a 9.
La cantidad total de O2 a ser proveído por
los aireadores por cada sección, por día será:
= ,
Sabiendo el tipo de aireador superficial que se
requiere, se obtiene el calado máximo del tanque,
el radio de influencia para comprobar que sea
menor a L (lado del tanque). Por último, se ve la
altura a la que hay que colocar el motor y la altura
de seguridad que hay que dar al tanque.
Resultados
Caracterización del agua residual afluente y
efluente de la planta de NAA
La caracterización del agua residual de entra-
da y salida de la Planta de Neutralización de
Aguas Ácidas de la unidad Minera Carahua-
cra-Volcan utilizada para la presente investi-
gación se muestra en la siguiente tabla:
Tabla 3
Caracterización del afluente y efluente de
la PNAA – Victoria
Parámetros
Unidad de
Valor In-
Valor
medida
fluente
Efluente
Caudal
l/s
203 477
pH
-
3,43 7,29
Sólidos totales en sus-
mg/L 5680
10,38
pensión
Aceites y grasas
mg/L 0,93333
Cianuro Total
mg/L
0,06481
0,04766
Arsénico Total
mg/L 0,02095 0,08604
Cadmio Total
mg/L 0,02058
Cromo hexavalente (*)
mg/L 0,01047
Cobre total
mg/L
6,06
0,03025
Hierro (Disuelto)
mg/L
38,18
0,07808
Plomo Total
mg/L
1,04
0,05053
Mercurio Total
mg/L 0,00018
Zinc Total
mg/L
131,07
1,46836
Manganeso Total
mg/L
108,24 84,02
Fuente: Compañía Minera Volcan
Neutralización con relave fino y cal
En los reactores 3, 4 y 5 se adiciona cal. En
este proceso, los metales pesados forman hi-
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dróxidos, formando precipitados y el pH
sube hasta 8.5.
Lechada de Cal
REACTOR Nº 3, 4 y 5
AIREACIÓN
Figura 5. Introducción de lechada de cal a los
reactores 3, 4 y 5 de la Planta de Neutralización de
Aguas Ácidas existente
Fe+3 + Ca (OH) 2 ↔ Ca+2 + Fe (OH)3 Kps, Fe (OH)3 = 2,0 x 10-39
Cu+2 + Ca (OH)2 ↔ Ca+2 + Cu (OH)2 Kps, Cu (OH)2 = 4,8 x 10-20
Pb+2 + Ca (OH)2 ↔ Ca+2 + Pb (OH)2 Kps, Pb (OH)2 = 1,0 × 10–16
Zn+2 + Ca (OH)2 ↔ Ca+2 + Zn (OH)2 Kps, Zn (OH)2 = 3,0 x 10-16
Mn+2 + Ca (OH)2 ↔ Ca+2 + Mn (OH)2 Kps, Mn (OH)2 = 4,5 x 10-14
Aproximadamente como referencia de
otros ensayos de laboratorio realizados por la
empresa para neutralizar con relave fino y Cal
se propone, empíricamente, un porcentaje de
remoción para el Fe+3 99 %, Cu +2 96 %, Pb+2
99, Zn+2 35 % y por último Mn+2 20%.
Diseño
Oxígeno requerido
En el requerimiento de oxígeno en el
tan-que de aireación están involucrados el
man-ganeso (Mn+2) y el hierro (Fe+2). Se
asume que todo el ion ferroso (Fe+2) se
oxida al es-tar en contacto con la
superficie de ion férri-co (Fe+3), entonces
en el tanque de aireación solo se oxidó el
manganeso. La reacción de oxidación del
ion manganoso (Mn+2) es la siguiente:
Mn+2 + 0,5 O2 + H2OÒHY MnO2(s) ↓ + 2H+
En la reacción, el átomo de manganeso
es oxidado de 2+ a 4+, involucrando dos
moles de electrones.
Así, la masa equivalente del
manganeso Mn/2 = 27,45 y para el
oxígeno 0,5 x (O2/2) = 8.
La relación estequiométrica indica que
las masas equivalentes del manganeso y el
oxíge-no son de 1 a 0,294 respectivamente.
La carga media y punta diaria del ion
man-ganoso es:
Carga Media = 86,59 mg/l x 17496 m3/d
x (1000 l/m3) x (Kg/ 106 mg) = 1514,95 Kg Mn+2/
d
Carga Punta = 372,00 mg/l x 17496
m3/d x (1000 l/m3) x (Kg/ 106 mg) =
6508,51 Kg Mn+2/d
El oxígeno teórico requerido es determina-
do mediante la relación: 1 kg de manganeso,
es oxidado por 0,294 Kg oxígeno. Por lo
tanto, el cálculo es el siguiente:
MO2, media = (1514,95 Kg Mn+2/d).
(0.294 Kg O2/1 Kg Mn+2) = 445,4 Kg O2/d =
18,56 Kg O2/h
MO2, punta = (6508,51 Kg Mn+2/d).
(0.294 Kg O2/1 Kg Mn+2) = 1913,5 Kg
O2/d = 79,76 Kg O2/h
Alternativa 1: Aireación por
difusores de burbuja fina
Burbujas generadas con tubos y placas ce-
rámicas porosas, fabricadas con productos ce-
rámicos vitrificados y resinas.
Las necesidades de oxígeno teóricas
(con-diciones de trabajo) son las siguientes:
MO2,pta = 1913,50
kgO2/d C= 0,1 mg/l
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MO2,med = 445,40 kgO2/d
C= 0,1 mg/l
Características del sistema:
β = 0,97
Csw = 9,89 mg/l a 13 °C
Cs = 9,08 mg/l
P = 0,94 atm
α = 0,7 (Valor típico para difusores) Tamb= 13 ° C, altitud
4900 msnm
Se determinó el volumen del tanque de
ai-reación.
Q total = Q Diseño + Q Relave O/F + Q Cal
Q total = 203 l/s + 43,8 l/s + 3,5 l/s
Q total = 250,3 l/s
Q total = 15,02 m3/min
De acuerdo a la bibliografía, el tiempo de
retención es, normalmente, entre 20 a 30 mi-
nutos (Physical-Chemical Treatment of Wa-
ter and Wastewater, 2002). En otra referencia
como la obtenida de la Planta de Tratamiento
de Aguas Ácidas de Mina Wheal Jane, Cor-
nwall (QDiseño=300 l/s), utilizan un tiempo de
retención aproximadamente de 30 min en su
tanque de aireación con difusores (Brown,
Barley, & Wood, 2002). Utilizar para este
caso un tiempo de retención de 30 min.
Tretención = 30 min, aunque es necesario
determinar exac-tamente el tiempo de
retención mediante una planta piloto.
Determinamos el volumen unitario del
tanque de aireación:
V
U. Tanque = Q
Diseño x T
retención
V U. Tanque = 15,02 m3/min x 30 min
V U. Tanque = 450,6 m3
La eficacia del sistema de aireación se
de-termina calculando F: COR/COS. Esta
expre-sión permite obtener la cantidad de
O2 a in-troducir, conocida la cantidad real
necesaria y la eficacia en condiciones
estándar. F= COR/ COS.
Fórmula:
F = α . 1,024T−20. [β.
CswCs − C]
Reemplazando: 0,97.(9,89) − 0,1
FF==0,620,7.1,02413−20.[0,97.(9,08,) −
0,1]
Se espera un valor entre 0,5 – 1.
a) Diseño de difusores
El caudal máximo de aire por difusor
(cau-dal unitario) se recomienda que no
supere el 80% del caudal máximo
recomendado por el fabricante.
Qmáx= 6,5 m3/h, es el límite superior o
cau-dal máximo que se presenta en la
gráfica del fabricante. (Figura 2).
Con respecto a la eficacia divida por el
ca-lado (Eo/h) de acuerdo a la Figura 1, se
deter-mina lo siguiente:
ρ
Luego para calcular la variación de la
efica-cia del caudal relacionamos el valor
de Q d = 5 m3/h con la Eo/h que
corresponde para 3 m, 4 m, y 5 m.
E
o
máx = (
18
+
23
+
28
)
.
1
. 10
−2
h 3 4 5 3
= 5,78. E −2
E
o
16 21.2
1
−2
26
h
min= ( 3 + 4
+
−2
5
)
.
3
.
10
=
5,26.
E
Evaluamos la cantidad de oxígeno máximo (Cs, máx) y
mínima (Cs, min) que un difusor dado es capaz de transferir
en condiciones estándar, correspondientes a ρ d, máx y ρ d,
min, respectiva-mente.
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Reemplazando en la fórmula 9:
Cs,min = Eohmin . ρd,min . Qd.
0,23. 1205 = 5,26. E−2 x 1
x 5 x 0,23 x 1205
Cálculo concentración de oxigeno
máxi-mo:
Cs,máx= 5,78.E-2 .x 6 x 5 x 0,23 x
1205 Cs,máx= 480,86 gO2/m3.h
Reemplazando en la fórmula 9:
Cs,máx = Eohmáx . ρd,máx . Qd. 0,23.
1205
Cálculo concentración de oxigeno
míni-mo:
Cs,min= 5,26.E-2 x 1 x 5 x 0,23 x
1205 Cs,min= 73,14gO2/m3.h
Calcular la cantidad de oxígeno a transferir
en condiciones estándar por unidad de tiempo
y de volumen de tanque; Cs:
Cs
=. 2
1913,50
kgO2/d
kgO
2
s=24
C 0,62 x 450,6 m3 = 0,2854 h. m3
=
285,43 g O23
Cs,min < Cs < Cs,máxh. m
Ya que Cs,min < Cs < Cs,máx , entonces el
paso siguiente es resolver para obtener la
densidad de difusores capaz de
suministrar esa cantidad de oxígeno.
Calculando la densidad de difusores:
Cs = (a. ρd + b) x ρd x Qd x 0,23 x 1205
Cálculo de los coeficientes a y b:
(Eo⁄h)max (Eo⁄h)mi
n
a
=
ρd,max− ρd,min
a
=
5,78. E
−2
−
5,26. E
−2
6 − 1
a = 1,01 E−03
=( ⁄) ,
1
b = 5,26.
E−2
E−2
b = 5,26b.=E−5,182. E−2 E−2
1
Reemplazando:
285,43 = (1,01 E-03. ρd + 5,18.E-2) x ρd x 5 x
0,23 x 1205
ρd=3,71 difusores/m2
El siguiente paso es calcular el número de
difusores por tanque de la siguiente manera:
primero, fijamos un calado de 4.7 m más un
resguardo o bordo libre de 0.30 m. Tendremos
una profundidad del tanque de 5 m.
Área del tanque:
= ℎ = 450,64,7 3
= 95,87
a = √2 = 6,92 mL = 2. a =
13,85 m
Ahora, determinamos los números de di-
fusores en el tanque, de la siguiente manera:
N°Dif/Tanque = 95,87 m2 x 3,71 dif/ m2 =
355,69 difusores
Caudal total de difusores por tanque:
Q Total/dif = 356 x 5 x 1/60 = 29,7 m3/min
Los difusores funcionan más eficientemen-
te cuando se colocan a un lado en una sola lí-
nea a lo largo del eje horizontal. El diseño del
tanque y la colocación del difusor son funda-
mentales para una buena mezcla y la transfe-
rencia de oxígeno (EPA, Design Manual Neu-
tralization of Acid Mine Drainage, 1983).
b) Diseño de soplantes
Se selecciona el modelo de soplante que
cumpla con los requerimientos calculados,
anteriormente, para realizar la aireación.
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Propuesta de tratamiento para la eliminación del manganeso en la Planta de Neutralización de Aguas Ácidas, Victo-ria-Compañía Minera Volcan
S. A. A, Perú
Determinamos la pérdida de carga ΔP, me-
diante la diferencia de la presión atmosférica
(P1) y la pérdida de carga en el sistema (P2).
Fórmulas:
ΔP=P2-P1
P2 = P1 +Δh estática + Δh difusores +
Δh tubería + Δh valv + Δh filtro
Los valores de la pérdida de carga de
las tuberías, válvula y filtro se obtienen de
la in-formación técnica del fabricante
Pedro GIL S.A. Del informe técnico, se
tiene que la pér-dida de carga para un
filtro de DN-250 es de 60 mm.c.a, pérdida
de carga de la válvula de seguridad 0,15
(Válvula seguridad VSP DN-200).
Datos:
P1 = 0,94 atm ≈ 9,71 m.c.a
Δhdifusores = 0,55 m.c.a (Figura 2, caudal y
orificio del difusor 5 m3/min y 6,35 mm res-
pectivamente).
Reemplazando:
P2 = 9,71 + 5,1 + 0,55 + 0,2 + 0,15 +
0,06 P2 = 15,77 m.c.a
Por lo tanto, la pérdida de carga es:
ΔP=P2–P1
ΔP = 15,77 – 9,71
ΔP = 6,06 m.c.a ≈ 594 mbar
Para determinar el modelo de la
soplante, se utiliza el catálogo de la
Empresa Construc-ciones Mecánicas
Pedro GIL S.A” (Figura 5). Para ello, se
tuvo en cuenta los siguientes cri-terios:
Qsoplante > 29,7 m3/min
ΔP > 594 mbar
De la Figura 5 se obtiene que el modelo
24.20 cumple con los criterios antes mencio-
nados. Actualmente, en el mercado la soplante
de émbolo rotativo de grupo completo ofer-tado
y que tiene todas estas características es el
modelo PG-30 F1 fabricado por Pedro GIL S.A.
Dicha soplante presenta las siguientes ca-
racterísticas:
ΔP = 600 mbar
Q unit = 42,7 m3/min
V motor = 1480 v/min
Pinstalada = 75 kW
Pabsorbida = 56,74 kW
T =
20 °C ≈ 293 °K
Para calcular la eficacia del motor de la
so-plante se utiliza la siguiente fórmula:
= 75.. .. [( 2) − 1] . 0,7457
1
Figura 6. Ábaco de preselección modelo de Soplantes
Fuente: Catálogo de la Empresa “Construcciones Mecánicas Pedro GIL SA”
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Donde:
R = 29,27 m/K
T=293°K
n = 0,283
P2 = 15,83
m.c.a
P1 = 9,71 m.c.a
P = 56,74 W
Reemplazando:
W =
(42,7
60
)/
1,205
= 0,59
kg
Aire
s
0,59. (29,27).
(293)
15,83
0.283
=
75. (0,283).
(56,74)
.
[(
9,7
1
)
− 1] .
0,7457
= 0,68 ,
debe tener
un valor
aproximado
a 0.
debe tener un
valor
aproximado a
0.7
c) C
o
n
s
u
m
o
e
n
e
r
g
é
t
i
Reemplazando:
P2 = 9,71 + 0,41 +5,1 + 0,15 +
0,2+ 0,06 =
15,63 m.c.a
= (0,59)75.(0,283).(29,27).(0,68).(293)
. [(15,639,71) − 1] . 0,7457
Pabs = 38,1
Consumo de energía total de las
soplantes:
E = Pabs . Nº Tanque. 24
E = (29,1) x 1 x 24
E = 914 kW.h/día
d) Tuberías:
Tabla 2
Relación diámetro de tubería
y velocidad del paso que
garantiza que la pérdida de
carga sea mínima y
despreciable
Tubería de distribución
El diámetro seleccionado fue el
siguiente:
Ø
(mm) = 100 mm ≈ 0,1 m V paso =
9 m/s
Número de difusores:
º
. á =
.Ø. .
Cálculo de la potencia absorbida:
Fórmula:
= 75
. .
. .
. [( 2) −
1] . 0,7457
1
Donde:
Ø = Diámetro tubería (m)
Vp = Velocidad de paso
(m/s) Q = Caudal (m3/s)
Reemplazando:
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Perú
0.12 9
N°Difusor
es
<
4
5/3600
N°Difusor
es
< 50.9
N°líneas
=
356
= 7,12 lineas ≈
7 lineas
50
N°Difusores≈ / Línea
Tuberías de llegadas a las tuberías de
dis-tribución:
Diámetro seleccionado Ø
=300 mm y V= 14 m/s
=
(
° °
).
.Ø 5
(356
)
=1 3600 =
7,01
,
2
4.0,3
Cumple que Vpaso < 14 /
.
Cumple que Vpaso < 14 m/s.
Tubería de llegada al tanque
Diámetro seleccionado Ø = 600 mm y V=
18 m/s
=
(
35
6
) 5 =
1,75
,
2
4.0,6
1 3600
cumple que Vpaso < 18
/ .
Alternativa 2: Aireación superficial
de tur-bina flotante
Tasa de transferencia total de oxígeno
en el campo para aireadores superficiales:
= [ . ( . −
) . , ( − )]
Datos:
α: 0,9 valor típico para aireadores superfi-ciales;
β: 0,97 valor obtenido de la Tabla 6;
C0: 0,1 mg/l;
Cs: 9,17 mg/l;
Csw: 9,89 mg/l;
= [0,7. (0,97.9,899,17− 0,1 )
. 1,024(13−20)] = . 0,79
Adoptándose para la tasa de transferencia
de oxígeno bajo prueba en condiciones están-
dares, No = 1,5 kgO2/kW.h, tendremos:
N=1,5 x 0,79=1,19 kgO2/kW.h =28,44
kgO2/kW.día
Adoptándose para la tasa de
transferencia de oxígeno bajo prueba en
condiciones están-dares,
No = 1,5 kgO2/kW.h, tenemos:
N= 1,5 x 0,79 = 1,19 kgO2/kW.h =
28,44 kgO2/kW. día
a) Potencia total requerida:
Pt = MO24,punta. =
241913,51,19kgO2/kWKgO2/d.
h = 66,99 kW
b) Potencia específica de aireación:
Pu = Pt . 103 = 66,99450,60x103 = 148,66
/ 3
Se observa que la potencia específica para
la aireación es un valor alto, debido a que el
volumen del tanque de aireación es pequeño.
Por esta razón, se eligió aireadores tipo tur-
bina fabricados por EUROPELEC (producto
AQUAFEN), ya que estos realizan aspiración
lateral para tanques de poca profundidad.
La potencia total real es:
Pt = 148,66 x 450.6 = 66986,196 w
=66,98 kW ≈ 67 kW.
c) Cantidad de aireadores
Se emplearon dos secciones con área cua-
drada para funcionar en paralelo, cada sección
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con un aireador tipo turbina 30 kW AQUA-
FEN. El diseño del tanque según el fabrican-
te EUROPELEC tiene que tener una altura
mínima de 1,3 m y un largo mínimo de 10,6
m, además considerar diámetro del equipo de
2,32 m y diámetro de la capa de rocío 8,5 m.
Volumen de cada sección aireada:
V1 = 2 = 450,602 = 225,3 3
Dimensiones de cada sección por aireador:
V13,16Sec.=m2xH L = √ =
√225,31,3 = 13,16 m
Área real de cada sección:
Potencia específica de cada aireador:
Pu = Pt . 103 = 30450,60x103 =
66,57 / 3
Potencia específica total de las turbinas
en paralelo = 2 x 66,57 = 133,14 w/m3.
La cantidad total de O2 a ser proveído por
los aireadores por cada sección, por día fue:
O2 = (66,98 kW) /2 x 28,44 kgO2/kW. Día =
952,45 KgO2/día = 39,68 kgO2/h
Oxígeno requerido por aireador
O2 =39.68/2 = 19,84 kgO2/h
Figura 7. Esquema de ubicación en paralelo
de los aireadores superficiales tipo turbina -
AQUAFEN Fuente: Elaboración propia
En la Figura 6 se muestra las dimensiones
del tanque de aireación para ubicar en paralelo
a dos aireadores superficiales, tipo turbina de
30 kW AQUAFEN. El bordo libre será 0,5 m.
Ajuste del pH y modificación del
tanque de Cal (CaO)
El ajuste del pH consiste en determinar la
concentración adicional de Cal (CaO) para subir
el pH de 8,5 a 9,5. Este pH elegido se en-
cuentra en un rango de pH entre 5,5 a 12,5 el
cual es un requisito para eliminar el mangane-so
en forma de MnO2. Se tomó como criterio
seleccionar un pH de 9,5, valor obtenido por la
Planta de Tratamiento de Drenaje Ácido de la
Mina Wheal Jane para eliminar el mangane-so
(Brown, Barley, & Wood, 2002).
Las siguientes reacciones químicas,
permi-ten obtener la masa equivalente de
cal, nece-saria para neutralizar la acidez,
primero, antes de elevar el pH:
i. reacción de formación de la lechada
de cal es:
↔
Reacción de neutralización, la masa
equi-valente de cal es CaO/2=28.05
De manera teórica determinamos los
ki-logramos de óxido de calcio
(MCaOpH) que tenemos que agregar para
subir el pH desde pHcur a pHto.
Fórmula:
=
. .[
]
. =∀
)
.
∀
..([ ] + ∅
− −
Donde:
MCaOpH = Kilogramos de óxido de calcio
por metro cúbico de agua (kg/m3)
[A ] = gramos equivalentes de actual acidezccur geq
pHcur = pH inicial
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pHto = pH final
Øb = Fracción de disociación de Ca
(OH)2 usada en tratamiento de aguas
residuales. Va-lor 0.025 (0.5M)
∀= metros cúbicos de agua tratada
Ya que no se tiene el valor de [Accur]geq
gra-mos equivalentes de actual acidez, se
propone usar los datos medidos de pH en el
proceso (Figura7) y la concentración de CaO
para la neutralización para calcular los
gramos equi-valentes de acidez que se
tendrán en el tanque de aireación.
[] =
28.05 ∀+
10
−
(
10
− −
)
.
∀
∅
El tanque de aireación con un pH de 9,5
presenta un equivalente gramo de acidez de:
[Accur]geq = -0,0083 x 9,5+0,0904
[Accur]geq = 0,012
Finalmente, los kilogramos de óxido de
calcio por metro cúbico de agua (kg/m3)
que se tienen que agregar para subir el pH
de 8,5 a 9,5 son:
= 28,050,34 / (0,012 + 10
−8,5
0,025 +10
−9,5
)
.1
3
Modificación en el Tanque
Dosificador de Lechada de CaO
Entonces, para un de pHcur =
3,1 a pHto=6,5, se requiere 0,92
g/l CaO ≈ 0,92 kg/ m3 CaO,
obteniendo gramos equivalentes de
actual acidez de valor:
0,92
/
[] = 28,05
−3.11 3
−6.
5
[] = −
(
10
+ 10 ).1 3
0,064
6
0,025
Para un de pHcur = 8,5 a pHto = 9,5, se re-
quiere 0,60 g/l CaO ≈ 0,60 kg/m3 CaO,
obte-niendo gramos equivalentes de
actual acidez
de valor:
3
0,60
/
[] =
28,05
−8,51
3
−9,
5
−
(
10
+
10
).1 3
[] = 0,0214
0,02
5
Se asume con estos dos valores una
corre-lación donde:
[Accur]geq = -0. 0083.pH +0.0904
La concentración de CaO utilizada,
actual-mente, es de 0,66 g/l. Este valor sube
el pH hasta 8,5. Para precipitar el
manganeso bus-camos aumentar el pH a 9,5
agregando 0,34 g/l más de CaO.
Finalmente, obtuvimos una concentración
de 1 g/l. De esta manera, rea-lizamos los
nuevos cálculos para la bomba de Lechada.
Datos:
[CaO%] =7,5 %
[CaO] = 1 g/l
QDAM = 203 l/s
Tiempo: 2 horas
Cálculos:
[CaO] =7,5 % x 1000= 0,075 x 1000 =
75 g/l Caudal másico en g/s de CaO
(QM, CaO): Q M, CaO = QDAM x [CaO]
Q M, CaO = 203 l/s x 1 g/l
Q M, CaO = 203 g/s
Caudal de CaO a dosificar:
Q CAL = Q M, CaO / [CaO]
Q CAL = (156 g/s) / (75 g/l)
Q CAL = 2,7 l/s
Volumen:
VCAL = TCaO x 3,6 x Q CAL
VCAL = (2 h) x 3,6 x (2,7 l/s)
VCAL = 19,4 m3
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Frank Loroña-Calderón, Walter Gomez-Lora
Diámetro del tanque:
= (43)1⁄3 → = (34 3,19,1415)1⁄3
= 2,9
Estimación de producción de lodos
La producción de lodos generados por
la nueva instalación y el aumento de cal,
se es-timó sumando el manganeso
removido, los sólidos suspendidos y la cal
no utilizada en el proceso.
a) Producción de lodos del manganeso
Las reacciones químicas son responsables
de la producción de lodo. El sólido producido
en esta reacción es el MnO2.
Mn+2 + 0.5 O2 + H2O g MnO2(s) g + 2H+
De acuerdo con la reacción anterior se pro-
duce las siguientes masas equivalentes Mn+2 =
Mn/2 = 27.45 y MnO2(s) = MnO2(s)/2 =43.45.
MMnO2MnRem = 431000.45.∆.[(27Mn.]45)mg.
∀
= 0.0016 ∆[Mn]mg. ∀
Donde:
MMnO2MnRem = Kilogramos de óxido de
man-ganeso producidos
[Mn]mg = mg/L de manganeso eliminado.
∀ = metros cúbicos de agua tratada.
Calculando:
MMnO2 MnRem= 0,0016 ∆[Mn]_mg.∀ MMnO2
MnRem= 0,0016 .(108,24-2).1 MMnO2 MnRem= 0, 17
kg/m3
Lodo generado diario producto del
manga-neso:
M
MnO2,diario
=Q
Diseño x M
MnO2 MnRem
MMnO2,diario=17496 m3/d x 0,17
kg/m3 MMnO2,diario=2974,32 kg/d
Figura 8. Diagrama con la variación de pH en el proceso de neutralización, diseño
original Fuente: Elaboración propia
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Propuesta de tratamiento para la eliminación del manganeso en la Planta de Neutralización de Aguas Ácidas, Victo-ria-Compañía Minera Volcan
S. A. A, Perú
b) Producción de lodos sólidos suspendi-
dos
Producción de sólidos suspendidos de
en-trada.
MSST, diario = [SST]Entrada x Q Diseño
MSST, diario = 5680 mg/l x 17496 m3/d x (1000
L/m3) x (kg/106 mg)
MSST, diario = 99.377,28 kg/d
Producción de sólidos suspendidos de
sa-lida.
MSST, diario = [SST] Salida x Q Diseño
MSST, diario = 10,38 x 17496 m3/d x
(1000 L/ m3) x (kg/106 mg)
MSST, diario = 181.61 kg/d
Producción de lodos generados por los
só-lidos suspendidos.
QΔXSS = [SST] Entrada - [SST] Salida
QΔXSS = 99.377,28 kg/d - 181.61 kg/d
QΔXSS = 99.195,67 kg/d
c) Producción de lodos Cal (CaO) resi-
dual
En este apartado, se calcula la producción de
lodos de la cal no utilizada en el proceso. Se
asume que el 15 % de cal es insoluble y no se
utiliza en el proceso.
M = (156 g/s) x (86400/d) x
(kg/1000 g)
M = 13478,4 kg/d
Asumimos que un 15 % de cal es insoluble.
M Cal, diario = 13478,4 kg/d x 0,15 M
Cal, diario = 2021,76 kg/d
Cal, diario
Cal, diario
d) Producción de lodos total
Se asume que el contenido de sólidos en lo-
dos es 1 % de la producción de lodos por día.
M Lodos total, diario:
(MMnO2,d + QΔXSS + M Cal, d ) /0,01
M Lodos total, diario = 1041,975 kg
Lo-do/d
Por simplicidad, considérese que la densi-
dad del lodo es la misma que la el agua.
(1041,975 kg lodo/d) x 1 kg/l =
1041,975 L lodo/d = 1041,96 m3 lodo/d
De los cálculos se tiene una producción de
alto volumen de lodos y debería estudiarse su
disposición final y tratamiento antes de dispo-
nerlos en la cancha de relaves.
Discusión
El ajuste de pH a 9,5 para precipitar el
MnO2 es un requisito necesario para la eli-
minación; sin embargo, supera los LMP. Por
tal motivo, para mejorar la propuesta hace
falta investigar la regularización del pH. Otro
punto para investigar es sobre la selección del
pH de 9,5, valor de referencia obtenido por la
Planta de Tratamiento de Drenaje Ácido de la
Mina Wheal Jane para eliminar el manganeso
(Brown, Barley, & Wood, 2002). Este valor se
tomó como referencia; sin embargo, es nece-
sario hacer pruebas de ensayo.
Por último, las partículas de MnO2 son di-
fíciles de precipitar por el tamaño de la partícu-
la, por lo que se propone el estudio para añadir
un decantador después del tanque aireación.
Se seleccionó la oxidación por aireación.
Este método es un sistema eficaz para elimi-nar
el manganeso de bajo coste operativo y de
mantenimiento. Para seleccionar el tipo de
aireación, se comparó los parámetros como la
tasa de transferencia de oxígeno, la eficacia de la
aireación y potencia energética absorbida entre
la aireación por difusores de burbuja fina y un
aireador superficial de turbina flotante AQUA-
FEN 30 kW para oxidar 6508,51 kg Mn+2/d,
bajo las siguientes condiciones: eliminación del
manganeso en forma de MnO2, ajuste del pH a
9,5, tiempo de retención de 30 min.
Los resultados de la tasa de transferencia
de oxígeno de los difusores y del aireador
su-perficial son de 0,28 KgO2/m3.h y 0,22
KgO2/ m3.h respectivamente.
| Cátedra Villarreal | V. 5 | No. 1 | enero-junio | 2017 | 27
Frank Loroña-Calderón, Walter Gomez-Lora
El resultado de la eficacia de la aireación,
considerando la temperatura 13°C, presión at-
mosférica 0,94 atm, altitud 4900 m.s.n.m, en-
tre otros parámetros es de 0,62 y 0,79 para la
aireación por difusores y aireación superficial
respectivamente. La potencia energética ab-
sorbida de los difusores y del aireador superfi-
cial es de 75 kWh y 67 kWh respectivamente.
Por las razones antes expuestas se concluye
que la aireación superficial es la mejor opción
porque presenta una mayor eficacia de airea-
ción y menor potencia energética absorbida para
este proyecto, sin embargo, tiene una tasa de
transferencia de oxígeno 21 % menor.
Otro aspecto menos importante es que el
sistema de aireación superficial por turbina
tiene un coste de 20.990,00 euros, comparado
con un coste 37.455,27 euros para un sistema
de aireación por difusores. En realidad el cos-
to de instalación es casi menos de la mitad de
precio ya que con aeración mecánica se eli-
minan componentes de alto coste como son:
compresores, tuberías de aire, difusores y las
facilidades de obra civil relacionadas.
Además, una desventaja de los difusores
en aguas con concentraciones altas de cal es
que se obstruyen los orificios por la
carbonatación que hay en los tanques. Con
respecto a las ca-racterísticas del tratamiento
seleccionado, al usar oxígeno como oxidante,
se busca que no quede ningún residuo del
oxidante al terminar el tratamiento.
Se requiere modificar las dimensiones del
sistema de preparación y dilución de la lecha-
da de cal, la cual tenía un aumento de valor de
cal 3,4 kg/m3 (Kilogramos de óxido de cal-cio
por metro cúbico de agua). Otro elemento
nuevo en la planta existente es la instalación
de un tanque de aireación. La instalación y co-
nexión de los sensores de pH y oxígeno
disuel-to del tanque de aireación.
Para controlar el proceso de la aireación
se requiere un sensor de pH y un sensor de
oxí-geno disuelto. Otros accesorios para el
control de aireación son: un manómetro, al
menos uno en el lado de la carga;
termómetro para control de la temperatura
del aireador; ampe-rímetro para el control
de las condiciones de funcionamiento del
aireador y un medidor kWh para la medida
de la energía (potencia) de aireación.
Para medir el pH utilizamos el SENSOLYT
700 IQ con electrodo de pH SENSOLYT ECA/
EC. Este sensor puede colocarse en cualquiera
de los dos controladores universales que hay en
la marca. Uno es el DIQ/S 182 y el otro es el
sistema 2020 XT, el primero sirve para un
máximo de hasta cuatro sensores IQ y el se-
gundo puede tener hasta un máximo de 20
sensores IQ. Para la sonda de oxígeno disuelto
se propone utilizar el modelo FDO 700 IQ de la
marca WTW que, fue seleccionada por su
facilidad de mantenimiento y su precisión, tie-
ne sensor óptico. Este sensor también es com-
patible con el controlador DIQ/S182.
La legislación ambiental peruana a través de
los estándares nacionales de calidad am-biental
para el Agua (ECA) - Categoría 3, es-table el
nivel de concentración de manganeso en el agua
destinadas a riego en vegetales y be-bidas de
animales que es 0,2 mg/l. La Agencia de
Protección Ambiental de Estados Unidos (U.S.
EPA) regula un límite de efluente minero medio
mensual para el manganeso de 2 mg/ l, y medio
diario como máximo de 4 mg/l. Otra referencia
es la regulación de efluente metal minero del
Gobierno Canadiense la cual esta-blece 2 mg/l
de manganeso como valor límite medio mensual
de vertido.
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