materia nº 52/2025

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PREFEITURA MUNICIPAL DE ANDRADAS - MINAS GERAIS 
Praça Vinte e Dois de Fevereiro, s/nº - CEP 37795-000 CNPJ nº 17.884.412/0001-34
Fone: (35) 3739-2000 – Endereço eletrônico:meioambiente@andradas.mg.gov.br
Sitio oficial na Internet: www.andradas.mg.gov.br
Divisão de Meio Ambiente
 
Processo nº: 02232/2025
À Divisão de Gabinete
Em atenção ao processo 02232/2025, oriundo do requerimento 018/2025 da Câmara 
Municipal de Andradas, em que é solicitada informações sobre a Estação de Tratamento de 
Esgoto Sanitário do loteamento Santo Antônio de Lisboa, tem-se:
1) Funcionamento da ETE: descrição detalhada do tratamento de efluentes, incluindo 
as etapas de gradeamento, processo biológico, decantação e desinfecção.
A referida ETE possui uma elevatória de bombeamento de esgoto bruto e na sequência 
8 tanques, sendo 3 tanques de decantação primária, seguido por reator anaeróbio (1 
tanque), seguidos por 2 reatores aerados e por fim o decantador secundário.
Recentemente o município realizou algumas alterações no início do tratamento sendo 
instalado um tratamento preliminar para que as bombas da elevatória de esgoto 
diminuam a frequência de quebras, ocasionadas por sólidos grosseiros. Este tratamento 
preliminar possui justamente a função da retirada de sólidos grosseiros do sistema de 
forma a proteger bombas ali presentes. Também foi realizada a manutenção quanto a 
alteração na altura de tubulações entre os tanques de tratamento devido a pequena ou 
falta de caída entre os mesmos, ocasionando muitas das vezes transbordamento do 
efluente. Também foi realizada manutenção no fundo do último tanque (decantação
secundária). 
Tais vazamentos foram quase que totalmente sanados, restando ainda o problema de 
vazamento no fundo do tanque de decantação secundária. A empresa responsável pela 
manutenção foi acionada e realização a manutenção o mais rápido possível. Caso o 
problema persista a empresa será acionada até que o problema seja sanado.
Em conjunto com este parecer é encaminhado projeto da referida ETE para melhor 
descrição do tratamento, lembrando que há a inclusão de tratamento preliminar 
composto por gradeamento, desarenador calha Parshal recentemente instalado para 
prevenção das bombas da elevatória de esgoto, não presente no projeto anexado.
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2) Tipo de tratamento: biológico ou físico-químico.
O tratamento é biológico, composto pela combinação de reatores anaeróbios e aerados, 
garantindo menor produção de lodo.
3) Cronograma de tratamento da ETE, incluindo frequência de manutenção e os prazos 
para realização de eventuais reparos.
A operação da ETE, bem como manutenções diárias, reparos, são realizados pela 
Secretaria de Serviços Públicos e Transporte Interno. Diariamente há o operador para 
averiguar a condição do tratamento, e verificando eventuais danos é acionada a 
respectiva secretaria para realização dos reparos. Quanto aos prazos é interessante 
averiguar a posição da secretaria responsável pela operação e manutenção dos sistemas 
de tratamento de esgoto.
Sem mais para o momento.
Andradas, 05 de março de 2025.
Claudio Junior Araújo
Gerente da Divisão de Meio Ambiente
Matrícula 07509
CLAUDIO 
JUNIOR 
ARAUJO:049
29793670
Assinado de forma 
digital por CLAUDIO 
JUNIOR 
ARAUJO:04929793670 
Dados: 2025.03.05 
14:07:15 -03'00'
MEMORIAIS DESCRITIVO E DE CÁLCULO
SISTEMA DE TRATAMENTO DOS EFLUENTES SANITÁRIOS
(Vazão de projeto: 140 m³/dia) 
LOTEAMENTO SANTO ANTONIO DE LISBOA.
MARÇO/2016
LOTEAMENTO SANTO ANTONIO DE LISBOA
Cidade de Andradas - Minas Gerais.
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ÍNDICE
1. OBJETIVO .............................................................................................................................................3
2. DEFINIÇÕES E CARACTERÍSTICAS DOS EFLUENTES A SEREM TRATADOS ..............3
4
3. JUSTIFICATIVAS TÉCNICAS PARA ADOÇÃO DO SISTEMA DE TRATAMENTO 
SUGERIDO.................................................................................................................................................4
4. MEMORIAL DESCRITIVO DOS PROCESSOS DE TRATAMENTO .........................................7
4.1 Tratamento biológico primário................................................................................................7
4.2 Tratamento biológico secundário ............................................................................................7
4.3 Fluxograma dos processos de tratamento.............................................................................10
10
5. MEMORIAL DE CÁLCULO DOS PROCESSOS DE TRATAMENTO .......................................11
5.1 Cálculo da Contribuição.........................................................................................................11
5.1.1 - Contribuição Mínima (Qmin) ..................................................................................................11
5.1.2- Contribuição Média (Qméd)......................................................................................................11
5.1.3- Contribuição Máxima Horária (Qmáx)....................................................................................11
5.2 Dimensionamento da Bomba de Alimentação do Sistema ....................................................12
5.2.1 Diâmetro da linha de recalque:................................................................................................12
5.2.2 Escolha da Bomba ....................................................................................................................12
5.2.3 Cálculo da potência da Bomba.................................................................................................14
5.3 Tratamento primário: ............................................................................................................15
5.3.1- Decantador Primário com remoção gravitacional (não mecanizada), digestão e 
adensamento de lodo:........................................................................................................................15
5.4 Tratamento secundário ..........................................................................................................20
5.4.1 Reator de lodo ativado com remoção de nutrientes (Processo A2/O phoredox de 3 estágios):
20
5.4.2 Tanque Anóxico (compartimento de desnitrificação):.......................................................29
5.4.3 Tanque Anaeróbio (compartimento de remoção de fósforo): ............................................33
5.4.4 Volume de ar necessário: ....................................................................................................36
5.4.5 Difusores:.................................................................................................................................37
5.4.6 Cálculo da área do decantador secundário: ............................................................................37
5.4.7 Cálculo do volume do tanque de contato:...............................................................................38
5.6 Dimensionamento da Bomba de Recirculação de Lodo Ativado ........................................39
5.6.1 Diâmetro da linha de recalque:................................................................................................39
5.6.2 Escolha da Bomba ....................................................................................................................39
5.6.3 Equação do sistema:.................................................................................................................40
6 . DADOS TÉCNICOS ...........................................................................................................................42
6.1 Canalizações: ..............................................................................................................................42
6.2 Bombas:.......................................................................................................................................44
6.2.1 Duas Bombas de alimentação do Sistema: .............................................................................44
6.2.2 Bomba de recirculação de Nitrato: .........................................................................................44
6.2.3 Bomba de recirculação de Lodo Ativado:...............................................................................44
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6.3 Soprador Radial: ........................................................................... Error! Bookmark not defined.
6.4 Tanque de Fiberglass: ...............................................................................................................45
7. PLANILHA DE MONITORAMENTO DO SISTEMA..................................................................46
8. PARÂMETROS ESPERADOS DE EFICIÊNCIA DO SISTEMA...............................................46
9. CRONOGRAMA DE IMPLANTAÇÃO DO SISTEMA DE TRATAMENTO DO EFLUENTE 
SANITÁRIO .............................................................................................................................................47
10. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...........................................................................................48
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1. OBJETIVO
 Este projeto tem a finalidade de apresentar uma alternativa técnica adequada para o 
tratamento dos efluentes sanitários gerados no LOTEAMENTO SANTO ANTONIO DE LISBOA.,
possibilitando implantar as unidades projetadas e, após o start-up, ajustar as propriedades do líquido 
tratado para valores rigorosamente dentro dos limites de descarte, definidos pela legislação vigente, ou 
seja: a nível estadual o Decreto Estadual 14675 e a nível nacional a resolução CONAMA 430. 
2. DEFINIÇÕES E CARACTERÍSTICAS DOS EFLUENTES A SEREM 
TRATADOS
O esgoto sanitário, segundo definição da norma brasileira NBR 9648 (ABNT 1986), é o 
“despejo líquido constituído de esgoto doméstico e industrial, água de infiltração e a contribuição pluvial 
parasitária”. 
 Esgoto doméstico é o despejo líquido resultante do uso da água para higiene e 
necessidades fisiológicas humanas.
 Esgoto industrial é o despejo líquido resultante dos processos industriais, respeitados os 
padrões de lançamento estabelecidos.
 Água de infiltração é toda água proveniente do subsolo, indesejável ao sistema 
separador e que penetra nas canalizações.
 Contribuição pluvial parasitária é a parcela do deflúvio superficial inevitavelmente 
absorvida pela rede de esgoto sanitário.
Para o nosso caso, os efluentes líquidos a serem tratados, são constituídos exclusivamente pelo 
despejo líquido resultante do uso da água para higiene e necessidades fisiológicas humanas, água de 
infiltração e contribuição pluvial parasitária. Chamaremos à mistura destes líquidos, de efluente sanitário.
A principal característica do efluente sanitário (esgoto doméstico) é uma concentração 
relativamente alta de sólidos orgânicos biodegradáveis, chegando a 75% dos sólidos totais contidos nestes 
efluentes. 
Nos sólidos orgânicos biodegradáveis, proliferam microorganismos que estabilizam a matéria 
orgânica por processos oxidativos aeróbios ou anaeróbios conforme a respectiva disponibilidade ou não 
de oxigênio no meio reacional. 
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3. JUSTIFICATIVAS TÉCNICAS PARA ADOÇÃO DO SISTEMA DE 
TRATAMENTO SUGERIDO
O efluente sanitário passará por um decantador primário com separação gravitacional de 
sólidos, e com compartimentos de digestão e adensamento do lodo orgânico, seguindo para o reator de 
lodo ativado com remoção de nutrientes (Processo A2/O phoredox de 3 estágios). No compartimento 
aeróbio do reator, o líquido sobrenadante será coletado sendo uma parte dirigida para o decantador 
secundário onde se processa a separação dos sólidos sedimentáveis, e outra parte para o compartimento 
anóxico no setor intermediário entre os compartimentos anaeróbio e aeróbio. No decantador secundário 
uma parte do lodo biológico decantado será dirigido para o compartimento anaeróbio no início do reator e 
outra parte para descarte no decantador primário onde será submetido aos processos de digestão e 
adensamento. O sobrenadante do decantador secundário será dirigido para desinfecção e finalmente para 
o descarte.
A função do decantador primário é clarificar o esgoto, removendo os sólidos que isoladamente 
ou em flocos podem sedimentar, devido ao seu próprio peso - Nuvolari (2003). Nessa unidade, também 
ocorrem a remoção de materiais flutuantes: espuma, óleos e graxa acumulados na superfície, além da
digestão e adensamento do lodo misto (primário e secundário).
REULTADOS DE ANÁLISE EM UMA AMOSTRA DE EFLUENTE SANITÁRIO
(valores considerados para projeto e dimensionamento das unidades de tratamento)
pH DQO
(mg/l)
DBO5
(mg/l)
Sólidos totais 
(mg/l)
Sólidos suspensos
(mg/l) NTK (mg/l) Fósforo total
(mg/l)
8 732 400 630 208 37 15
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O tratamento de águas residuárias, foi aperfeiçoado nas primeiras décadas do século XX com o 
desenvolvimento do tratamento secundário, que se caracterizou pelo uso de processos biológicos que 
permitissem uma remoção mais completa do material orgânico. Foi nessa busca de um sistema eficiente 
de tratamento secundário que Lockett e Arden desenvolveram em 1914 o sistema de lodo ativado (Van 
HAANDEL & MARAIS, 1999). 
O processo de tratamento biológico aeróbio, evolvendo a recirculação do lodo biológico com 
atividade microbiológica, comumente chamada de lodo ativado, está sendo amplamente utilizado 
atualmente, principalmente devido à grande eficiência na estabilização da matéria orgânica.
Von Sperling (1997) classifica os sistemas de tratamento quanto à idade de lodo. Considera 
que, para estação com aeração prolongada, a freqüência da retirada de lodo em excesso é reduzida, 
mantendo uma idade de lodo bastante elevada, de 18 a 30 dias. Essas condições implicam em um maior 
volume do reator biológico. Já o sistema convencional, considera um tempo de lodo na faixa de 4 a 10 
dias, conseqüentemente, o volume do reator biológico será muito menor. 
No nosso caso, para manter um rendimento adequado, nos processos de redução da carga
orgânica, vamos aplicar um sistema de tratamento por lodo ativado com aeração convencional, garantindo 
um efluente tratado rigorosamente dentro dos limites exigidos pela legislação vigente.
Segundo Carlos Augusto de Lemos Chernicharo, 2001, o sistema de lodos ativados é capaz de 
produzir, sem alterações de processo, conversão satisfatória de amônia para nitrato (nitrificação). Neste 
caso, a amônia é removida, mas o nitrogênio permanece em solução, já que houve apenas uma conversão 
da forma do nitrogênio. Segundo este autor, a remoção biológica de nitrogênio é alcançada em condições 
de ausência de oxigênio, mas na presença de nitratos e nitritos (denominadas condições anóxicas). Nestas 
condições, um grupo de bactérias utiliza nitratos e nitritos no seu processo respiratório, convertendo-os a 
nitrogênio gasoso, que escapa para a atmosfera.
Ainda segundo Chernicharo, 2001, são os seguintes os principais fluxogramas para a 
nitrificação e desnitrificação biológicas combinadas:
 Pré-desnitrificação (remoção de nitrogênio com carbono do esgoto bruto);
 Pós-desnitrificação (remoção de nitrogênio com carbono da respiração endógena);
 Processo Bardenpho de quatro estágios;
 Reatores de operação intermitente (batelada)
As vantagens do arranjo com pré-desnitrificação são:
 Menor tempo de detenção na zona anóxica, comparado ao arranjo de pós￾desnitrificação;
 Redução do consumo de oxigênio, face à estabilização da matéria orgânica utilizando 
o nitrato como receptor de elétrons na zona anóxica;
 Possibilidade de redução do volume do reator aeróbio, em decorrência da 
estabilização de parte da DBO na zona anóxica (no tanque de desnitrificação);
 Não necessidade de um tanque de reaeração separado, como no arranjo de pós￾desnitrificação.
Vamos considerar a implantação de um sistema com pré-desnitrificação. Desta forma, a 
unidade de desnitrificação recebe o efluente bruto, misturado-o a uma determinada quantidade de efluente 
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recirculado, rico em nitratos, coletado da superfície do decantador secundário. A mistura destes líquidos 
em ambiente anóxico provoca a oxidação da matéria carbonácea pela redução do nitrato a nitrogênio 
molecular, que se desprende para a atmosfera.
A desnitrificação assume grande importância no tratamento de águas residuárias removendo 
nitrogênio e contribuindo assim para mitigar o problema da eutrofização nos corpos d’água receptores. 
No processo, o NO3
-
é reduzido biologicamente sob condições anóxicas ou em baixas 
concentrações de oxigênio, a óxidos gasosos de nitrogênio (NO, N2
O) e finalmente para N2 
atmosférico 
(TIEDJE et al.,1982). 
Segundo Von Sperling, 1997, para remoção biológica de fósforo, é essencial a existência de 
zonas aeróbias e anaeróbias na linha de tratamento. No Processo A2/O phoredox de 3 estágios a remoção 
do nitrogênio ocorre principalmente através da recirculação interna, da zona aeróbia para a zona anóxica. 
A alternância entre condições anaeróbias e aeróbias, necessária para a remoção do fósforo, é alcançada 
por meio da recirculação do lodo, o qual é direcionado para a zona anaeróbia. 
O compartimento anaeróbio é considerado um seletor biológico para os microorganismos 
armazenadores de fósforo, priorizando o desenvolvimento de uma grande população dos mesmos e a 
absorção de apreciáveis quantidades de fósforo do meio líquido, que serão removidos do sistema como 
lodo excedente. 
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4. MEMORIAL DESCRITIVO DOS PROCESSOS DE TRATAMENTO
4.1 Tratamento biológico primário
O efluente sanitário será recolhido pela rede de esgoto e conduzido para a elevatória, em 
seguida o liquido é bombeado para o decantador primário. Neste tanque, além da decantação dos sólidos 
sedimentáveis, ocorre a pré-estabilização anaeróbia dos materiais orgânicos biodegradáveis com digestão 
e adensamento do lodo misto, composto pelos sólidos brutos que penetram no sistema e pelo lodo 
secundário, proveniente do decantador secundário. 
Após o tratamento primário, com a separação dos sólidos sedimentáveis, o líquido 
sobrenadante do decantador primário flui para o reator de lodo ativado, penetrando no sistema através dos
compartimentos anaeróbio, anóxico e aeróbio, respectivamente, onde será submetido aos processos de 
tratamento secundário. 
4.2 Tratamento biológico secundário
O tratamento biológico secundário, aplicado ao nosso sistema, será o lodo ativado com 
remoção de nutrientes (Processo A2/O phoredox de 3 estágios). No compartimento aeróbio do reator, o 
líquido sobrenadante será coletado sendo uma parte dirigida para o decantador secundário onde se 
processa a separação dos sólidos sedimentáveis, e outra parte para o compartimento anóxico no setor 
intermediário entre os compartimentos anaeróbio e aeróbio, onde serão removidos os nitratos, por redução 
biológica, com desprendimento de nitrogênio gasoso para a atmosfera. No decantador secundário uma 
parte do lodo biológico decantado será dirigido para o compartimento anaeróbio no início do reator e 
outra parte para descarte no decantador primário onde este lodo será submetido aos processos de digestão 
e adensamento. O compartimento do reator com ambiente anaeróbio, por sua vez, é concentrado em 
microorganismos armazenadores de fósforo, promovendo a absorção de apreciáveis quantidades deste 
componente, retirando-o do meio líquido, e formando um lodo rico em fósforo que deverá ser removido 
do sistema juntamente com o lodo excedente. 
No compartimento aeróbio o esgoto afluente e as bactérias fixadas na forma de flocos de lodo 
ativado são intimamente misturadas, agitadas e aeradas, a fim de propiciar a floculação biológica no 
tanque de aeração, e finalmente a separação dos flocos do meio líquido no decantador secundário. O 
retorno de uma parte destes flocos para o reator biológico complementa o processo, auxiliando no 
aumento da concentração de microorganismos no interior do aerador. 
Uma pequena parte do lodo gerado tem que ser retirada do sistema para complementação dos 
processos de adensamento e digestão e posterior descarte em local apropriado. Esse lodo chama-se de 
“lodo em excesso” e a carga de lodo retirada por dia em relação ao volume total de lodo no reator 
biológico determina a “idade do lodo”. O lodo descartado do sistema biológico, será digerido e adensado 
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no decantador primário, sendo necessária uma limpeza do fundo deste tanque com caminhão limpa fossa, 
em intervalos de quarenta e cinco dias.
Ao ingressarem no tanque de aeração, os microrganismos estão em pequena concentração, mas 
encontram condições ambientais extremamente propícias ao seu desenvolvimento, isto é, existe alimento 
(substrato) em abundância e concentração adequada de oxigênio dissolvido. Essas duas condições, aliadas 
à presença de nutrientes básicos, além de outros fatores ambientais, como temperatura e pH, permitem a 
esses organismos reproduzirem-se rapidamente e agruparem-se, formando verdadeiros flocos biológicos 
sobre os sólidos em suspensão, que servem, então, de suporte e alimento. Estes bioflocos têm a 
propriedade de absorver as partículas coloidais não sedimentáveis (BRANCO, 1986). 
A entrada de efluente para o reator de lodo ativado, ou tanque de aeração, se dá através de uma 
tubulação com descarga submersa, quase ao fundo deste tanque.
Na soleira do reator serão distribuídos difusores para injeção de ar através de um soprador. 
Do reator de lodo ativado (aerador), o líquido sobrenadante flui, por gravidade, para o 
decantador secundário. Neste tanque, os flocos estabilizados, ainda contendo uma razoável atividade 
micro-biológica, são separados por decantação. Uma parte do lodo biológico decantado retorna, por 
bombeamento, ao compartimento anaeróbio do reator de lodo ativado e outra parte é dirigida para o 
decantador primário, para digestão e adensamento, sendo, após 45 dias de operação do sistema, recolhido 
do fundo deste tanque por caminhão limpa fossa e encaminhado para descarte em aterro adequado e 
licenciado. 
No decantador secundário, uma parte do líquido sobrenadante é dirigida ao desnitrificador e 
outra parte segue para o tanque de contato para desinfecção. Neste último tanque será dosada uma 
solução oxidante para redução da carga orgânica remanescente e eliminação de microorganismos 
patogênicos. Após a desinfecção o efluente tratado será enviado ao corpo receptor com as propriedades 
rigorosamente dentro dos limites exigidos pela legislação vigente.
No desnitrificador ocorre a mistura do efluente bruto com uma determinada quantidade de 
líquido nitrificado, coletado do decantador secundário. Em função da ausência de oxigênio e presença de 
nitratos, o metabolismo microbiológico provoca a oxidação da matéria carbonácea e redução do nitrato 
contidos em solução, resultando na liberação de nitrogênio gasoso para a atmosfera. 
O processo de desnitrificação é responsável pela remoção de nitrogênio, nas formas oxidadas 
de nitrato ou nitrito, por conversão a nitrogênio gasoso, através da oxidação da matéria orgânica. A 
matéria orgânica (fonte de carbono) funciona como doador de elétrons, enquanto nitrato e nitrito agem 
como aceptor de elétrons na cadeia respiratória. Biologicamente a desnitrificação ocorre em condições 
anóxicas, ausência de oxigênio dissolvido na forma molecular, associada à presença de nitratos 
(MENDONÇA, 2002; ISOLDI & KOETZ, 2004; FERREIRA, 2000).
As bactérias mais conhecidas para a realização da desnitrificação são as Pseudomonas, embora 
sejam conhecidas muitas bactérias heterotróficas anaeróbias ou facultativas, hábeis para realizar o 
processo em condições anóxicas, como Achromobacter, Bacillus, Brevibacterium, Flavobacterium, 
Lactobacillus, Micrococcus, Proteus e Spirillum (ISOLDI & KOETZ, 2004). Estas bactérias são 
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heterotróficas capazes de reduzir o nitrato em duas etapas. A primeira onde ocorre a conversão do nitrato 
a nitrito e a segunda onde ocorre a produção do óxido nítrico, do óxido nitroso e do gás nitrogênio. Estas 
reações ocorrem de acordo com o esquema apresentado na Figura a seguir, onde também são 
apresentadas as enzimas que catalisam as reações.
NO3 → NO2 
 → NO → N2O → N2
Desnitrificação: Esboço do caminho e das enzimas envolvidas (WRAGE et al., 2001).
Os três últimos compostos resultantes dos processos de redução são gasosos sendo separados 
do líquido, fluindo para o ar atmosférico.
Nitrato 
redutase
Nitrito 
redutase
Óxido nítrico 
redutase
Óxido nítroso
redutase
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4.3 Fluxograma dos processos de tratamento
TRATAMENTO BIOLÓGICO
Efluente sanitário bruto Lodo adensado Decantador Primário
(Decantador primário, digestor anaeróbio e adensador)
Descarte do lodo em aterro 
adequado e licenciado
(a cada 45 dias) Descarga de lodo orgânico ativado
Descarte do 
efluente tratado
Tanque de contato
(desinfecção)
Dosagem de 
desinfectante
Decantador Secundário Lodo orgânico ativado
(separação do lodo orgânico ativado)
Reator de lodo ativado
Retorno de lodo orgânico ativado
Retorno de Líquido nitrificado
Injeção de ar por conjunto 
soprador ∕ difusores
compart. Anóxico
(desnitrificação)
compart. Anaeróbio
(redução de fósforo)
compart aeróbio
(estabilização aeróbia)
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5. MEMORIAL DE CÁLCULO DOS PROCESSOS DE TRATAMENTO
Considerações de Projeto:
 Tempo de operação da ETE: Top = 24 hora/dia;
 Para o cálculo da contribuição final foram considerados os seguintes parâmetros:
- População do Projeto (P = 875 habitantes)
- Coeficiente de máxima contribuição diária (K1 = 1,2)
- Coeficiente de máxima contribuição horária (K2 = 1,5)
- Coeficiente de mínima contribuição horária (K3 = 0,5)
- Contribuição per capta (q = 160 l/hab.dia) → NBR 13969/97 – Habitação Alto Padrão.
- Comprimento total da rede coletora (L = 1 m)
- Taxa de contribuição de infiltração (TI = 0,0001 l/s.m) 
- Contribuição de Infiltração (I = L x TI)
5.1 Cálculo da Contribuição
5.1.1 - Contribuição Mínima (Qmin)
I
PxqxK Qmín
 
86.400
.3
Qmin = 875 x 160 x 0,50 + (0,0001 x 1)
 86.400
Qmín. = 0,8103 litros/seg. → Qmín. = 2917,08 litros/hora → Qmin.. = 70,01 m
3
/dia
5.1.2- Contribuição Média (Qméd) 
I
Pxq Qméd  
86.400
Qméd = 875 x 160 + (0,0001 x 1)
 86.400
Qméd. = 1,6205 litros/seg. → Qméd. = 5833,8 litros/hora → Qméd.. = 140,01 m
3
/dia
5.1.3- Contribuição Máxima Horária (Qmáx) 
I
PxqK xK Qmáx
 
86.400
1 2
Qmáx = 875 x 160 x 1,20 x 1,5 + (0,0001 x 1)
 86.400
Qmáx. = 2,9168 litros/seg → Qmáx. = 10500,48 litros/hora → Qmáx. = 252,01 m
3
/dia
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5.2 Dimensionamento da Bomba de Alimentação do Sistema
Será dimensionada uma unidade de bombeamento, para atender a uma demanda total de:
Qméd = 1,62 litros/seg
Vazão necessária, em m3
/seg:
Qméd = 1,62/(1000) m3
/seg
Qméd = 0,0016 m
3
/s 
5.2.1 Diâmetro da linha de recalque:
O critério a ser utilizado para escolha do diâmetro da tubulação é o critério de velocidade 
econômica, por ser simples e eficiente. 
Segundo muitos autores, a velocidade no interior da tubulação deve variar de 0,5 a 2,0 m/s. 
Desta forma temos:
V= Q
 A
Em que V é a velocidade (m/s); Q é a vazão máxima (m3
/s); A é a área da seção do tubo:
A= ¶ x D2
 4
Adotando-se uma velocidade média de 1,0 m/s temos:
V= Q → A = 0,0016 / 1→ A = 0,00162 m
2
 A
A= ¶ x D2
 → 0,00162 = ¶ x D2
 → D = 0,045 m
 4 4
Como trabalharemos com um efluente com sólidos dissolvidos, vamos utilizar para projeto, um 
diâmetro comercial de 0,040 m ou 40 mm
5.2.2 Escolha da Bomba
Cálculo das perdas de carga
Hm = HG + hftotal
Hm = altura manométrica da instalação (em m)
HG = desnível geométrico (em m)
hftotal = perda de carga total (em m)
A composição da linha de recalque é a seguinte:
 Altura geométrica de sucção: Hs = 0 m (bomba submersa)
 Altura geométrica de recalque: HG = 5 m
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 Conexões e acessórios:
Diâmetro de Recalque 40 mm
Recalque Quantidade Perda de carga por acessório
Joelho 90° 4 3,2
Tê 2 7,3
Registro 2 6,7
União 2 0,1
Conexões Comprimento equivalente (m)
Joelho 90° 12,60
Tê 14,60
Registro 13,40
União 0,20
Comprimento equivalente: 40,80
Comprimento da tubulação 10,00
Comprimento total 50,80
Utilizando-se a equação de Hazen-Williams, obtém-se a perda de carga na linha de recalque:
C= 130
hf = J × L
J=10,643 x Q
1,85
 → J = 10,643 x 0,00161,85
 → J= m/m
 C
1,85x D4,87 1301,85
x 0,04,87
hfrecalque = 0 x 50,80 → = 0,00 m
Para o cálculo da perda de carga total, ou seja, ao longo da linha de recalque, utiliza-se a seguinte equação:
hftotal = hfsucção + hfrecalque → hfsucção = 0 (bomba submersa, sem canal de sucção)
hftotal = 0,0 m
5.2.3 Equação do sistema:
A equação do sistema é:
Hm = HG + k × Q
1,852
O cálculo da altura geométrica é realizado através da soma das alturas geométricas de sucção (Hs) e de 
recalque (Hr). Como não há altura de sucção (Hs = 0), temos:
HG = Hr = 5,00 m
altura manométrica (Hm) = desnivel geométrico (HG) + perdas de carga (hftotal)
Hm= 5,00 + 0,0 = 5 m
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Cálculo do coeficiente k:
5 = 5 + k × (5,83)
1,852 → k = 0,00
Equação do sistema:
Hm = 5 + 0,00 × Q
1,852
, sendo: Hm em m e Q em m3/h.
Com os dados Hm e Q, utiliza-se o gráfico de pré-seleção, encontrando-se a "família" de bombas 
FBS, da marca FAMAC, como sendo a mais adequada para a situação criada. O modelo escolhido, 
compatível com o projeto, é a FBS20/4, com diâmetro do rotor de 88 mm.
OBSERVAÇÃO: 
A vazão de alimentação do reator de lodo ativado pode ser controlada por um dos procedimentos a seguir:
- Instalar um canal de retorno de líquido para o compartimento de alimentação da ETE, com válvulas
ou registros nas tubulações de recalque e de retorno, para ajuste da vazão necessária ;
- Alterar a rotação do rotor, com inversor de frequência.
5.2.3 Cálculo da potência da Bomba
 Para o cálculo da potência necessária, utiliza-se a seguinte fórmula:
N = ×Q×H
 75 x 
Sendo:
N = potência (CV);
 = peso específico da água (1000 kg/m3);
Q = vazão (m3/s);
H = altura manométrica (m);
 = rendimento (decimal). 
O rendimento é obtido através da curva característica na qual, com o ponto de trabalho (Q, H),
obtêm-se um rendimento correspondente de 50% ou  = 0,5. 
Aplicando-se a fórmula para o cálculo da potência, tem-se:
N = (1000 × 0,0016 × 5) / (75 × 0,5) = 0,21 CV
N = 0,21 CV, ou 0,5 CV que é a potência comercial mais próxima.
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5.3 Tratamento primário:
DEFINIÇÃO DOS ÍNDICES
OBS: Os sólidos fora do reator aeróbio serão representados por SS seguido por um "a" quando afluente e por 
um "e" quando efluente. Os sólidos no interior do reator serão representados por X.
5.3.1- Decantador Primário com remoção gravitacional (não mecanizada), digestão e 
adensamento de lodo: 
Considerações de Projeto:
(valores e considerações adotados conforme NBR 12209/1992 e conforme a literatura especializada)
 A remoção do lodo digerido e adensado deve ser feita por caminhão limpa fossa e destinada para 
aterro sanitário licenciado;
 ETE com vazão igual ou inferior a 72 m3
/h pode ter a digestão anaeróbia e a decantação primária 
processadas na mesma unidade.
 A vazão considerada para dimensionamento do decantador primário será a vazão máxima afluente a 
ETE mais a vazão de lodo descartado do sistema de recirculação de lodo ativado: Vazão de 
alimentação do decantador primário com digestor anaeróbio = Qmáx + Qd
 Concentrações e massas específicas de sólidos secos nas diversas etapas do tratamento ( segundo 
Sperling, Marcos Von, 2010, 4a
impressão - Vol 6 - pg 46 , quadro 2.9; Ed. UFMG): 
- Concentração de SS no lodo primário: 6%
- Massa específica do lodo primário: 1010 Kg/m3
- Concentração de SS no lodo primário adensado: 8%
- Massa específica do lodo primário adensado: 1010 Kg/m3
- Concentração de SS no lodo misto digerido: 6%
- Massa específica do lodo misto digerido: 1020 Kg/m3
- Concentração de SS no lodo misto adensado: 10%
- Massa específica do lodo misto adensado: 1066 Kg/m3
 Relação sólidos voláteis/sólidos totais no lodo misto: SV/ST = 0,75
 Tempo de detenção hidráulica: Tdh = 2,0 horas;
 EDBO = Eficiência de remoção de DBO no decantador primário: 20 %;
 ESS = Eficiência de remoção de SS no decantador primário: 60 %;
So = Concentração de substrato, ou DBO, afluente 
S = Concentração de substrato, ou DBO efluente
Q = Vazão
X = concentração de sólidos em suspensão no reator
SSo = concentração de sólidos em suspensão afluente
Vr = volume do reator
sólidos em 
suspensão totais
(SS ou X)
sólidos inorgânicos em suspensão 
(SSi ou Xi)
sólidos orgânicos em suspensão
(voláteis) (SSv ou Xv)
Quanto á biodegradabilidade
 Sólidos em suspensão voláteis 
biodegradáveis (SSb ou Xb)
 Sólidos em suspensão inertes ou 
não biodegradáveis (SSnb ou Xnb)
Quanto á atividade
 Sólidos em suspensão voláteis 
ativos (SSa ou Xa)
 Sólidos em suspensão voláteis 
não ativos (SSna ou Xna)
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 ESSV = Eficiência de remoção de sólidos voláteis na digestão anaeróbia: 55% 
 ENTK = Eficiência de remoção de NTK no decantador primário: 20 %;
 EP = Eficiência de remoção de P no decantador primário: 15 %;
5.3.1.1 Cargas e concentrações efluentes do decantador primário (afluentes ao reator aeróbio):
DBO no efluente do decantador primário: 
Sedp = S0 x( 100 - Eficiência) → Sedp = 400 x (100-20) → Sedp = 320 mg/litro ou 0,32 Kg/m3
 100 100 
Carga diária de DBO (CS) efluente do decantador primário:
CSedp = Sedp x Qmáx → CSedp = 0,32 x Kg x (252,01) m
3
 m
3
 dia
CSedp = 80,64 Kg DBO/dia
Concentração de SS no efluente do decantador primário com digestor anaeróbio:
SSedp = SS0 x ( 100 - Eficiência) → SSedp =208 x (100-60) → SSedp = 83,2 mg/litro ou 0,0832 Kg/m3
 100 100
Carga diária de SS (CSS) efluente do decantador primário:
CSSedp = SSedp x Qmáx → CSSedp = 0,08 Kg x 252,01 m
3
 m
3
 dia
CSSedp = 20,97 KgSS/dia 
Concentração de NTK no efluente do decantador primário:
NTKedp= NTK0 x ( 100 - Eficiência) → NTKedp = 37 x (100-20) 
100 100 
NTKedp = 29,6 mg/litro ou 0,03 Kg/m3
Carga diária de NTK (CNTK) efluente do decantador primário:
CNTKedp = NTKedp x Qmáx → CNTKedp = 0,030 Kg x 252,01 m
3
 m
3
 dia
CNTKedp = 7,56 KgNTK /dia
Concentração de P no efluente do decantador primário:
Pedp = P0 x( 100 - Eficiência) → Pedp = 15 x (100-15) → Pedp = 12,75 mg/litro ou 0,0128 Kg/m3
 100 100 
Carga diária de P (CP) efluente do decantador primário:
CPedp = P x Qmáx → CPedp = 0,013 Kg x 252,01 m
3
 m
3
 dia
CPedp = 3,23 KgP /dia 
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5.3.1.2 Volume de decantação primária (calculado):
Tempo de detenção hidráulica: tdh = 2 horas
Volume útil de decantação primária:
(VUdp) = Qmáx x Tdh → VUdp = 10,5 m
3
/hora x 2 horas → VUdp = 21,00 m
3
Utilizado um volume útil de decantação primária de: VUdp = 21,00 m
3
5.3.1.3 Volume do compartimento de digestão do lodo (calculado):
 Carga de SS (lodo primário), afluente ao decantador primário: 
CSSo = SSo x Qmáx → CSSo = 0,208 Kg x 252,01 m
3
 → CSSo = 52,42 KgSS/dia
 m
3
 dia
 Carga de SS (lodo primário), que permanece no decantador primário para adensamento e digestão:
CSSlp = CSSo - CSSedp → CSSlp = 52,42 - 20,97 → CSSlp = 31,45 KgSS/dia
 Carga diária de lodo secundário para adensamento e digestão (item 5.4.1):
CSSrem = 45,72 KgSS/dia
 Carga SS (lodo misto) = carga SS lodo primário + Carga SS lodo secundário
- Carga SS (lodo misto): CSSm = 31,45 + 45,72 = 77,17 KgSS/d
 Vazão de SS (lodo misto) para digestão e adensamento: Qlm
- Concentração de SS no lodo misto: 6%
- Massa específica do lodo misto: 1010 Kg/m3
Qlm = carga SS (Kg SS/d) 
Sól. Secos ( %) x massa específica (kg/m3
) 
 100
Qlm = 77,17 KgSS/d → Qlm = 1,207 m
3
/dia
 (6/100) x 1066 Kg/m3 
Cálculo do volume do digestor:
Considerações de projeto: (Segundo Von Sperling, 2001)
OBS: No nosso caso, não vamos considerar o espaço de 15% no interior do decantador primário, indicado 
por Von Sperling para armazenagem do biogás gerado no digestor, já que este gás será liberado para a 
atmosfera na medida em que é formado.
Taxa de aplicação de sólidos voláteis (carga orgânica volumétrica): 1,60 KgSV/m3
d (Von Sperling, vol 6 - pg 135)
Relação SSV/ SS: SSV/ SS= 0,75
Carga de sólidos voláteis = carga de SS lodo misto x SSV/SS = 77,17 x 0,75
Carga de sólidos voláteis (CSV) = 57,88 KgSV/d
Vdigestor = carga de sólidos voláteis = 57,88 KgSV/d
 taxa de aplicação 1,6 KgSV/m3
d
Vdigestor = 36,18 m
3 
 
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5.3.1.5 Poço de acumulação de lodo (armazenagem e adensamento do lodo digerido):
Sólidos totais afluentes ao digestor (carga SS lodo misto): CSSm = 77,17 KgSS/d
Sólidos voláteis afluentes (Carga de sólidos voláteis): CSV = 57,88 KgSV/d
Sólidos inertes afluentes (Carga de SI): CSI = 77,17 x (1- 0,75) = 19,29 KgSI/d
Eficiência de remoção de sólidos voláteis na digestão: Essv = 55 %
Carga de sólidos voláteis que permanecem armazenados no fundo do decantador:
CSva = CSV x ( 100 - Essv) → CSva = 57,88 x (100 - 55) → CSva = 26,05 KgSV/d
 100 100
Carga de sólidos totais digeridos e adensados que permanecem armazenados até o momento da 
descarga de fundo do decantador: 
CSSa = CSI + CSva → CSSa = 19,29 + 26,05 = 45,34 KgSS/d
 Concentração de SS no lodo digerido e adensado: 10 %
 Massa específica do lodo adensado: 1066 Kg/m3
Vazão diária de lodo para o fundo do decantador (Qla):
Qla = carga SS (Kg SS/d) 
 Sól. Secos ( %) x massa específica (kg/m3
) 
100
Qla = 45,34 / (0,10 x 1066)
Qla = 0,425 m
3
/d
Intervalo de descarga de fundo do decantador primário (tempo de armazenagem de lodo): Tdh = 45 dias
Volume do fundo tronco piramidal: Vfdp = 45 dias x 0,425 m
3
/dia → Vfdp = 19,13 m
3
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5.3.1.6 Volume útil total do decantador primário (Vtot):
VUTdp = volume de decantação + volume de digestão + volume de armazenagem do lodo 
VUTdp = VUdp + Vdigestor + Vfdp = (21,00 + 36,18 + 19,13) m3 
= 76,31 m
3
Dimensões internas dos quatros decantadores primário
Diâmetro A =3,20 m
Diâmetro B = 2,53 m
Altura = 3,30 m
Volume Unitário = 20,00 m
3
Volume Total = 80,00 m
3
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5.4 Tratamento secundário
5.4.1 Reator de lodo ativado com remoção de nutrientes (Processo A2/O phoredox de 3 estágios):
QUADRO 1:
Parametros de projeto, coeficientes cinéticos e demais valores de dimensionamentos recomendados pela literatura especializada:
Fontes: Arceivala (1981), Orhon & Artan (1994) e adaptações de: Sperling, Marcos Von, 2010, 4a
impressão - Vol 4; Ed. UFMG.
QUADRO 2: 
Coeficientes cinéticos e estequiométricos e relações básicas para o cálculo da remoção da DBO em sistemas de lodo ativado
Coeficiente Descrição Unidade Faixa Valor Típico
Y
Kd
Ɵ
coefic. de produção celular
coefic. de respiração endógena
coefic. de temperatura para Kd
gSSV/gDBO5
gSSV/ gSSV .d
-
0,4 – 0,8
0,06 – 0,10
1,05 – 1,09
0,6
0,08 – 0,09
1,07
fb’
SSV/SS
SSb/SS
SSV/SS
fração biodegradável ao gerar os sólidos (SSb/SSV)
SSV/SS no esgoto bruto
SS biodegrad./SS no esgoto bruto
SSV/SS ao gerar os sólidos
gSSb/gSSV
gSSV/gSS
gSSb/gSS
gSSV/gSS
–
0,70 – 0,85
–
–
0,80
0,80
0,60
0,90
O2/SSb
DBOu/ DBO5
oxigênio por sol. biodegr. Destruído
relação DBO última / DBO5
gDBOu/gSSb
gDBOu/ gDBO5
–
1,2 – 1,5
1,42
1,46
Base: DBO5 e SSV; temperatura = 20oC
Fontes: Eckenfelder (1989), Metcalf & Eddy (1991), WEF/ASCE (1992), Orhon & Artan (1994), Von Sperling (1996d)
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QUADRO 3:
Critérios de projeto para a remoção biológica de nitrogênio e fosforo:
Parâmetro A2O / Phoredox 
3 estágios UCT / VIP Bardenpho de 5
estágios/Phoredox
SSVTA (mg/l)
Ɵc total (d)
Ɵc aeróbia (d)
TDH – zona anaeróbia (h)
TDH – 1
a
zona anóxica (h)
TDH – aeróbio (h)
TDH – 2
a
zona anóxica (h)
TDH –zona aeróbia final (h)
Relação taxa rem. DBO zona anóxica/zona aeróbia
Razão de recirculação de lodo Rlodo (Qr/Q) %
Razão de recirculação interna Rint (Qint/Q) %
Razão de recirc. anóxica p/ anaeróbia (Qanox/Q) %
Densidade de potência na zona anóxica (W/m3
)
Oxigênio dissolvido médio na zona aeróbia
2000 – 4000
5 – 10
≥ 5
0,5 – 1,5
0,5 – 1,0
3,5 – 6,0
- 
-
0,7
20 – 50
100 – 300
-
5 – 10
2,0
1500 – 3500
5 – 10
≥ 5
1,0 – 2,0 
2,0 – 4,0 
2,5 – 4,0
- 
-
0,7
50 – 100
100 – 200
100 – 200
5 – 10
2,0
1500 – 4000
10 – 30
≥ 8
1,0 – 2,0 
2,0 – 4,0
4,0 – 12,0
2,0 – 4,0 
0,5 – 1,0
0,7
50 – 100
300 – 500
-
5 – 10
2,0
Fonte: adaptado de IAWPRC (1987), Metcalf & Eddy (1991), Randall et al (1992) EPA (1987, 1993)
Dados e considerações adotadas para projeto do reator de lodo ativado com remoção de nutrientes:
(valores adotados conforme quadros 2 e 3)
Coeficientes cinéticos:
 Coeficiente de síntese celular: Y = 0,6 Kg SSV/Kg DBO5 removida
 Coeficiente de respiração endógena (autodestruição celular): Kd = 0,08 dia-1
Relações entre Sólidos:
 Relação O2/SSb = 1,42 gDBOu/gSSb
 Relação DBOu/DBO5 = 1,46 gDBOu/ gDBO5
 Relação SSV/SS ou Xv/X : 0,80 ou 80%
 Relação SSV/SS ou Xv/X no efluente final após Øc = 9 dias: 0,77 x ou 77%
 SSV/SS no esgoto bruto: = 0,8
 SSb/SSV no esgoto bruto: = 0,6
 SSV/SS ao gerar os sólidos: = 0,9
 Fração biodegradável dos sólidos voláteis, gerados recentemente, Øc = 0: 
fb’ = 0,80 KgSSb/KgSSv 
Dados de projeto:
 Vazão afluente: Qméd = 140,01 m
3
/dia
 Razão de recirculação de lodo: Rlodo = Qr/Qo = 0,6 (NBR 12209/92 – concentração SSTA = 3500 mg/m3
)
 Cargas afluentes: CDBO = 80,64 Kg DBO/dia
CSS = 20,97 Kg SS/dia
CNTK = 7,68 KgNTK /dia
 Concentrações afluentes: DBO ou So = 0,320 Kg DBO/ m
3
SS = 0,083 Kg SS/m3
NTK = 0,030 KgNTK / m3
 SSV no líquido contido no reator aeróbio: Xv = 3500 mg/l = 3,5 Kg/m3
(LA convencional)
 SS no líquido contido no reator aeróbio: X = XV / 0,8 = 4375 mg/l = 4,38 Kg/m3
 Temperatura padrão de projeto: 20°C
 Rendimento esperado: redução de substratos no tratamento biológico: 93%
 redução de sólidos no tratamento biológico: 60%
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5.4.1.1 Sólidos em suspensão no efluente final (rendimentos esperados para o tratamento biológico): 
Características de projeto para o efluente final : SSe
Sólidos solúveis afluentes ao reator: SSo = 83,2 mgSS/l
Rendimento esperado (redução de SS no tratamento biológico): 60%
SS no efluente final: SSe = 83,2 x (100-60) = 33,28 mgSS/l ou 0,03 Kg/m3
 100
DBO5 afluente ao reator: So = 320 mgDBO/ l
Rendimento esperado (tratamento biológico): 93%
DBO5 no efluente final: Se = 320 x (100-93) = 22,4 mgDBO/l
 100
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Sólidos orgânicos ou voláteis: SSve
Relação SSV/SS no efluente final após Øc = 9 dias: 0,77 (L.A. convencional com decantador primário)
SSev = 33,28 x 0,77 → SSve = 25,63 mg SSv/l
Sólidos inorgânicos: SSie
SSei = 33,28 x (1 - 0,77) → SSie = 7,65 mg SSi/l
Sólidos orgânicos biodegradáveis: SSeb
Fração biodegradável dos sólidos voláteis: fb
fb = fb’ 
1 + (1 - fb’).Kd.Ɵc
Onde:
fb = fração biodegradável dos sólidos voláteis gerados no sistema (SSb/SSV) após um tempo de permanência no 
reator igual a idade do lodo: Ɵc = 9 dias-1
fb’= fração biodegradável dos sólidos voláteis (SSb/SSV) gerados no sistema imediatamente após a sua 
geração: fb
’ = 0,80 (adotado - ver quadro 2)
fb = 0,80 → fb = 0,70 mgSSb/mgSSv
1 + (1 - 0,80).0,08.9)
SSeb = SSev x fb
SSeb = 25,63 x 0,7 → SSeb = 17,94 mgSSb/l
DBO5 em suspensão: DBO5s
DBO5s = (O2/SSb) . SSeb → DBO5s = 1,42 x 17,94 → DBO5s = 17,45 mgDBO5s/l
 DBOu/DBO5
 1,46
DBO5 solúvel máxima: DBO5sm
DBO5sm = DBO5 - DBO5s → DBO5sm = 22,4 - 17,45 = 4,95 mgDBO5sm/l
5.4.1.2 Eficiência do sistema na remoção de DBO (decantador primário+etapa biológica): 
E = (DBOafl. – DBOefl.) x 100
DBOafl
E = (400 - 22,4) x 100 → E = 94,4%
400
5.4.1.3 Carga de DBO removida na etapa biológica: 
Sr = Qméd x (DBOtotafl - DBOsolefl)
Sr = 140,01 m
3
/dia x (320 - 4,95) Kg/m3
 → Sr = 44,11 Kg/dia
1000
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5.4.1.4: Idade do lodo em função do crescimento das bactérias nitrificantes e das condições ambientais no 
reator:
QUADRO 4:
Valores típicos das taxas e dos coeficientes cinéticos e estequiométricos da nitrificação e da desnitrificação.
Etapa Coeficiente ou taxa Unidade Faixa ou 
valores típicos
Nitrificação
Taxa espec. crescim. nitrif. µmáx (20oC)
Coef. Saturação KN (amônia)
Coef. Saturação Ko (oxigênio)
Coef. Temperatura Ɵ para µmáx
Coef. produção nitrif. YN
Consumo de O2
Consumo de alcalinidade
d
-1
mgNH4
+
/l
mgO2/l
-
mg células/mgNH4
+
oxid.
mgO2/mgNH4
+
mgCaCo3/mgNO3ˉ
0,3 - 0,7
0,5 - 1,0
0,4 - 1,0
1,10
0,05 - 0,10
4,57
7,10
Desnitrificação
Taxa de desnitrif. TDE - 1
a
zona anóxica
Taxa de desnitrif. TDE - 2
a
zona anóxica
Fração de amônia no lodo excedente
Coef. Temperatura para taxa desnitrif Ɵ.
Economia de O2
Economia de alcalinidade
mgNO3ˉ/mgSSv.d
mgNO3ˉ/mgSSv.d
mgNH4
+
/ mgSSv
-
mgO2/mgNO3ˉ
mgCaCo3/mgNO3ˉ
0,03 - 0,11
0,015 - 0,045
0,12
1,08 - 1,09
2,86
3,50
Fonte: Eckenfelder & Argaman (1978), Arceivala (1981), Barnes & Bliss (1983), Sedlak (1991), Metcalf & Eddy 
(1991), Randall et al (1992) EPA (1993) e Orhon & Artan (1994).
 
Considerações de Projeto - NBR 12209/1992: 
REATOR:
 O projeto prevê o arranjo com pré-desnitrificação (tanque anóxico antes do reator);
 No reator, 25% do volume total são ocupados pela zona anóxica e 75 % são ocupados pela zona 
aeróbia:
Fração do reator como zona anóxica: 0,25;
Fração do reator como zona aeróbia: 0,75;
 Tempo de detenção hidráulica zona anóxica: Tdhza= 0,5 a 2,5 h;
 Relação entre a taxa de remoção da DBO em condições anóxicas e em condições aeróbias:Kn= 0,7
 Razão de recirculação de lodo: R = 0,6 (concentração SSTA = 3500 mg/m3
– NBR 12209/92)
 Recirculação interna da zona aeróbia (líquido nitrificado) para a anóxica:Rint = 3
 Concentração de NTK após decantação primária (afluente ao reator):NTK = 29,6 mg/litro;
 Concentração de NTK após tratamento biológico completo:NTKe = 2 mg/litro (desejado);
 Concentração de OD no reator: OD = 2 mg/l
 pH no reator: pH = 6,9
TAXAS E COEFICIENTES DA NITRIFICAÇÃO: (ver quadro 4 – pg18)
 Taxa de crescimento específico máxima (20oC): µmáx = 0,50 d-1
 Coeficiente de saturação de amônia: KN= 0,70 mgN/l
 Coeficiente de saturação de oxigênio: Ko= 0,8 mgO2/l
 Coeficiente de produção específica (de bactérias nitrificantes): YN = 0,08 gNitrif/gNH4
+
oxidada
 Coeficiente de temperatura para µmáx: Ɵ = 1,10
 Demanda de O2 para nitrificação: dmO2 = 4,57 gO2/gNH4
+
oxidada
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TAXAS E COEFICIENTES DA DESNITRIFICAÇÃO: (ver quadro 4 – pg18)
 Taxa de desnitrificação na zona anóxica (20 °C): TDE = 0,08 KgNO3ˉ/KgSSV.d
 Coeficiente de temperatura para taxa de desnitrificação: Ɵ = 1,09
 Produção de O2 para desnitrificação: pO2 = 2,85 gO2/gNO3
¯
reduzido
 Fração de NTK no lodo exedente: FNTK = 0,12 kgNTK/KgSSV.d
a) Cálculo do efeito integrado das condições ambientais no reator, para a taxa de crescimento das 
báctérias nitrificantes (μmax):
μmax = 0,5 d
-1
(taxa máxima de crescimento para as bactérias nitrificantes em condições ideais)
NTKer = 2 mg/l (concentração desejada para o efluente do reator biológico);
Efeito da concentração de NTK no reator (a mesma desejada para o efluente do reator):
μ= μmax x NTKer
 = 0,5 x 2 → μ = 0,37 d
-1
 
 KN + NTKer
 0,7 + 2
Fator de correção de μmax = 0,37/0,5 = 0,74
Efeito da concentração de OD no reator:
μ= μmax x OD = 0,5 x 2 → μ = 0,36 d
-1
 
 Ko + OD 0,8 + 2
Fator de correção de μmax = 0,36/0,5 = 0,72
Efeito do pH no reator:
Segundo Downing (1978), a taxa de desnitrificação é máxima na faixa de pH entre 7,2 e 8,0. Em pH mais 
baixos μmax decresce com o pH de acordo com a seguinte relação:
μmaxpH= μmax x [1 – 0,83 x (7,2 – pH)] 
Considerando um pH médio no reator de: pH = 6,9
μmaxpH= 0,5x[1 - 0,83 x (7,2 - 6,9)] = 0,38
Fator de correção de μmax = 0,38/0,5 = 0,76
Efeito da temperatura (T):
μmax(T)= μmax(20°C) . Ɵ(T-20) → μmax(20°C)= μmax(20°C) . Ɵ(20-20) → μmax(20°C)= 0,5 . 1 = 0,5
Fator de correção de μmax = 0,5/0,5 = 1
OBS: como a temperatura no interior do reator, considerada em projeto, é de 20oC, ou seja, a mesma 
temperatura considerada para a taxa máxima de crescimento das bactérias nitrificantes, não há 
necessidade de correção para esta variável ou seja, o fator de correção é igual a 1.
Efeito integrado das condições ambientais:
Fator de correção de μmax: fcN = 0,74 x 0,72 x 0,76 x 1 = 0,4
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b) Taxa de crescimento específico das bactérias nitrificantes nas condições ambientais consideradas 
em projeto: µ.
μ = fcN x μmax d
-1 → μ = 0,4 x 0,5 = 0,20 d
-1
c) Idade do lodo mínima requerida para nitrificação total:
Idade mínima do lodo: Ɵcmín = 1 → Ɵcmín = 1 → Ɵcmín = 5 dias
µ 0,20
 A idade do lodo deve ser maior ou igual a 5 dias.
 Considerando, para o projeto, um coeficiente de segurança de 1,8 , tem-se: Ɵc = 5 x 1,8 = 9 dias
5.4.1.5 Volume do reator:
Vr = Y . Ɵc
. Sr → Vr = 0,6 x 9 x 44,11
 Xv . (1 + fb.Kd . Ɵc) 3,5 x (1 + 0,7 x 0,08 x 9)
Vr = 45,25 m
3
OBS: O volume do reator calculado (Vr) será ocupado pelas etapas de desnitrificação e nitrificação, 
sendo 25% do volume útil ocupado pela zona anóxica e 75% pela zona aeróbia respectivamente. 
Como a remoção da DBO é mais lenta na zona anóxica, este volume deve ser corrigido 
proporcionalmente.
a) Correção do volume do reator e das idades do lodo, considerando a taxa de remoção da DBO, que é 
70% mais lenta na zona anóxica do que na zona aeróbia: 
(ver quadro 3 - Relação taxa remoção da DBO zona anóxica/zona aeróbia = 0,70)
Vrcorrigido = Vr x (Fanox+ Faer) → fator de correção: fcDBO = (Fanox+ Faer) = (0,25+ 0,75)
(0,7 x Fanox+Faer ) (0,7 x Fanox+Faer ) (0,7 x 0,25 + 0,75)
fcDBO = 1,0811
Correção do volume do reator:
Vcor = 45,25 x 1,0811 
Vcor = 48,92 m
3
Vanóx = FanoxxVtotal = 0,25 x 48,92 = 12,23 m
3
Vaer = Faer x Vtotal = 0,75 x 48,92 = 36,69 m
3
O tempo total de detenção hidráulica nas zonas anóxica e aeróbia é: 
taer = Vtotal/Qméd = 48,92 m
3
/ 5,83 m
3
/h = 8,39 h
Os tempos de detenção em cada um dos compartimentos anóxico e aeróbio, respectivamente são: 
Tanóx= 0,25 x 8,39 = 2,1 h 
Taer = 0,75 x 8,39 = 6,29 h
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Correção das idades do lodo total e aeróbia:
Idade do lodo total = 9 dias x (0,25+ 0,75) = 9,73 dias
(0,7 x 0,25 + 0,75)
Idades do lodo total e aeróbia:
Idade do lodo 
5.4.1.6 Dimensões Internas do reator aeróbio:
Dimensões internas do tanque Aeróbio:
Diâmetro A =3,20 m
Diâmetro B = 2,53 m
Altura = 3,30 m
Volume Unitário = 20,00 m
3
Volume Total = 40,00 m
3
 
5.4.1.7 Taxa de utilização do substrato: 
U = Q . (So – S) → U = Sr
Vr
. Xv Vr
. Xv
U = 44,11 → U = 0,26 KgDBO5/KgSSvTA . dia
 48,92 x 3,5
Total: 9,73 dias
Aeróbia: 9,73 dias x 0,75 = 7,3 dias
Compartimento 
Aeróbio
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5.4.1.8 Relação A/M: 
A/M = Q . So → A/M = 140,01 x 0,32 → A/M = 0,26 KgDBO5/KgSSv
Vr
. Xv 48,92 x 3,5
5.4.1.9 Distribuição, produção e consumo de sólidos no reator: 
Cargas diárias afluentes ao reator:
- Carga de SS: Cx = 20,97 KgSS/dia 
- Carga de SSv: Cxv = Cx . (relação SSv/SS no esgoto bruto) = 20,97 x 0,8 = 16,78 KgSSv/dia
- Carga de SSb: Cxb = Cxv . (relação SSb/SS no esgoto bruto) = 16,78 x 0,6 = 10,07 KgSSb/dia
- Carga de SSnb: Cxnb = Cxv - Cxb = 16,78 - 10,07 = 6,71 KgSSnb/dia
- Carga de SSi: Cxi = Cx - Cxv = 20,97 - 16,78 = 4,19 KgSSi/dia 
Produção diária de sólidos biológicos no reator:
- Produção de SSv: Pxv = Y . Sr = 0,6 x 44,11 = 26,47 KgSSv/dia
- Produção de SS: Px = Pxv / (relação SSv/SS ao gerar os sólidos) = 26,47 / 0,9 = 29,41 KgSS/dia
- Produção de SSb: Pxb = Pxv . fb = 26,47 x 0,7 = 18,53 KgSSb/dia
- Produção de SSnb: Pxnb = Pxv - Pxb = 26,47 - 18,53 = 7,94 KgSSnb/dia
- Produção de SSi: Pxi = Px - Pxv = 29,41 - 26,47 = 2,94 KgSSi/dia
- SSb destruídos na respiração endógena: 
Pxbdest = Pxb . Kd . Ɵc → Pxbdest = 18,53 x 0,08 x 9 → Pxbdest = 8,87 KgSSb/dia
1+fb . Kd . Ɵc 1 + 0,7 x 0,08 x 9
- SSb remanescentes (produção líquida): 
Pxblíq = Pxb - Pxbdest → Pxblíq = 18,53 - 8,87 = 9,66 KgSSb/dia
- SSv remanescentes (produção líquida):
Pxvlíq = Pxblíq + Pxnb → Pxvlíq = 9,66 + 7,94 = 17,60 KgSS/dia
5.4.1.10 Remoção de lodo excedente:
- Carga diária de SS totais no sistema (afluente ao reator + produzido no reator): 
Cxtotal = Cx + Px → Cxtotal = 20,97 + 29,41 = 50,38 KgSS/dia
- Carga diária de SS no efluente final: 
CSSe = Qméd . SSe → CSSe = 140,01 m
3
/dia x 0,033 KgSS/m3
= 4,66 KgSS/dia
- Carga diária de SS (lodo excedente) a ser removida do sistema:
CSSrem = Cxtotal - CSSe → CSSrem = 50,38 - 4,66 = 45,72 KgSS/dia
- Concentração de SS no reator: 
Xr = Xv / (SSv/SS) → Xr = 3,5 / 0,80 = 4,38 KgSS/m
3
- Concentração de SS Na linha de recirculação de lodo: 
SSlr = Xr
. (1 + 1/R) → SSlr = 4,38 x (1 + 1/0,6) = 11,68 KgSS/m3
- Vazão volumétrica diária de descarga de lodo: 
Qdl = CSS/SSlr Qdl = Qdl = 45,72/11,68 = 3,91 m
3
/dia
- Vazão volumétrica diária de recirculação de lodo: 
Qrl = Qo . R → Qrl = 140,01 x 0,60 = 84,01 m
3
/dia
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5.4.2 Tanque Anóxico (compartimento de desnitrificação):
a) Fração de NTK a ser oxidado:
 Fração de NTK no lodo excedente: FNTK = 0,12 kgNTK/KgSSV.d
 Pxvli = 17,60 KgSS/dia (produção líquida de lodo no reator ou lodo excedente, que deve ser descartado)
Carga de NTK a ser oxidada (disponível no reator):
Carga de NTK afluente ao reator (efluente do decantador primário): CNTKe = 7,56 KgNTK/d
Carga de NTK efluente do reator = Q x NTKer
 = 140,01 x 2/1000 = 0,28 Kg/d
Carga de NTK no lodo excedente = FNTK x Pxvlíquido
 = 0,12 x Pxvli = 0,12 x 17,6 = 2,112 KgNTK/d
Carga de NTK a ser oxidado: NTKox= NTK afluente - (NTKefluente + NTKlodo excedente)
NTKox = 7,56 – (0,28 + 2,112) = 5,17 Kg/d
b) Produção de báctérias nitricantes:
PxN = YN x NTKox = 0,08 x 5,17 = 0,414 Kg XN/d
Relação fN
fN = PxN = 0,414 = 0,024 gXN/gXV
 Pxv liq 17,6
As bactérias nitrificantes representam 2,40% da biomassa total.
Cálculo da taxa de nitrificação:
ΔNTK = fN . XV . μN = 0,024 x 3500 x 0,2 = 210 gNTK/m3
d
 ΔT YN 0,08
Cálculo da carga de NTK passível de ser oxidada (em função da taxa de nitrificação):
LNTK = Vaer x ΔNTK = 36,69 x 210 = 7,7 KgNTK/d
 ΔT 1000 
O valor calculado foi maior que 5,17 Kg/d que é a carga diária de nitrogênio a ser oxidada, calculada 
anteriormente. Portanto 5,17 Kg/d é a carga passível de ser oxidada, já que é a carga disponível no 
reator.
c) Concentração de NTK efluente do reator: 
Cálculo das cargas NTK:
Carga de NTK efluente = NTK afluente - NTKpassivel de ser oxidado - NTKlodo excedente
Carga de NTK efluente = 7,56 - 5,17 - 2,112 = 0,28 Kg/d
NTKer = Carga efluente = 0,28 x 1000 = 2,00 mgNTK/l
 Vazão 140,01
OBS:O valor calculado para a concentração de NTK no líquido efluente do reator esta maior do que o valor 
estimado anteriormente, de 2 mgNTK/l, portanto espera-se uma concentração de 2 mgNTK/l no 
efluente final
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d) Eficiencia de remoção de NTK: 
Cálculo da eficiência na remoção de NTK:
ErNTK = (NTKo – NTKe) / NTKo = 37 - 2 / 37 = 0,95 ou ErNTK = 95%
e) Massa de SSV na zona anóxica:
Massa SSVanóx = Vanóx x Xv / 1000
Massa SSVanóx = 12,23 x 3,5 = 42,81 Kg SSV
f) Recirculação dos nitratos á zona anóxica:
Razão de recirculação total : Rtotal= Rlodo + Rint = 0,6 + 3 = 3,6
g) Cargas de nitrato
Carga de NO3
-
produzido na zona aeróbia = carga de NTK oxidado = 5,17 kg/d
Carga de NO3
-
recirculado á zona anóxica pelo retorno de lodo:
CNO3rl = 5,17 x Rlodo / (Rtot+1) → CNO3r = 5,17 x 0,6 / (3,6+1) = 0,674 kg/d
Carga de NO3
-
recirculado á zona anóxica pela recirculação interna:
CNO3ri = 5,17 x Rin / (Rtotal+1) → CNO3ri == 5,17 x 3 / (3,6+1) = 3,372 kg/d
Carga de NO3
-
total recirculado: CNO3tot = 0,674 + 3,372 = 4,046 Kg/d
Carga de NO3
-
passível de redução na zona anóxica:
CNO3red = TDE x massa SSVanox → TDE = 0,08 KgNO3ˉ/KgSSv.d
CNO3red = 0,08 x 42,81 = 3,42 KgNO3ˉ/d
3,42 KgNO3ˉ/d < 4,046 Kg/d → então a carga de nitrato a ser reduzida será a carga de NO3
-
passível 
de oxidação, ou seja: CNO3tot = 3,42 Kg/d
OBS:considerada uma taxa de desnitrificação específica, TDE = 0,08, ou seja, um valor entre 
0,03 e 0,11 mgNO3ˉ/mgSSv.d (ver quadro 4), sendo que não há necessidade de correção desta taxa
em função da temperatura, já que a temperatura de projeto é de 20oC, ou em função da concentração 
de oxigênio dissolvido já que, para projeto, a zona anóxica é considerada isenta de oxigênio 
dissolvido.
Carga de nitrato efluente:CNO3e
CNO3e = carga de NO3 produzido – carga de NO3 reduzido
carga de NO3 produzido = carga de NTK oxidado 
CNO3e = NTKox– CNO3tot → CNO3e = (5,17– 4,046) kg/d = 1,124 Kg/d
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h) Concentração de nitrato efluente do reator:
NO3e
-
= carga efluente = 1,124 x 1000 = 8,03 mg NO3
-
/l
 Vazão 140,01
i) Eficiência de remoção do nitrato formado: ErNO
ErNO = carga NO3 produzida – carga NO3 efluente → ErNO = 4,046 - 1,124 
carga NO3 produzida 4,046
ErNO = 0,72 ou ErNO = 72%
j) Eficiência de remoção de nitrogenio total: ENt
ENt = NTKo – (NTKe + NO3e) = 37 – (2+8,03) → ENt = 0,73 ou ErNt = 73%
NTKo 37
k) Consumo de oxigênio para oxidação do NTK: CsO2
Reação global da nitrificação:
N–NH4
+
+ 2O2 → N–NO3
¯
+ 2H+
+ H2O + Energia
Relação estequiométrica: oxigênio consumido x nitrogênio oxidado 
N–NH4
+
2O2
PM: 14 4 x 16 = 64
Massa: 1Kg N–NH4
+
 CsO2 / Kg N–NH4
+
 
CsO2 / Kg N–NH4
+
= 1Kg N–NH4
+
x 64 → CsO2 / Kg N–NH4
+
= 4,57 KgO2/Kg N–NH4
+
14
Consumo de O2 para nitrificação:
CsO2 = 4,57 x carga de NTK oxidado
CsO2 = 4,57 x 5,17 = 23,63 Kg O2/d
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l) Economia de oxigênio resultante da redução do nitrato (liberação de O2 para a massa líquida): EcO2
Reação global da redução:
2N–NO3
¯
+ 2H+
 → N2
↑
+ 2,5 O2
↑
+ H2O
Relação estequiométrica: nitrogênio reduzido x oxigênio liberado
2N–NO3
¯
2,5 O2
↑
PM: 2 x 14 = 28 80
Massa: 1Kg N2 EcO2/ Kg N2 
EcO2/ KgN–NO3
¯
= 1KgN–NO3
¯
x 80 → EcO2/ KgN–NO3
¯
= 2,86 KgO2/KgN–NO3
¯
28
Economia de O2 com a redução de nitrato = 2,86 x Carga de NO3
¯
a ser reduzido
EcO2 = 2,86 x 4,046 = 11,572 KgO2/dia
m) Dimensões Internas do Compartimento Anóxico: 
Dimensões internas do tanque Anóxico:
Diâmetro A =3,20 m
Diâmetro B = 2,53 m
Altura = 3,30 m
Volume Unitário = 13,00 m
3
Compartimento 
Anóxico
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5.4.3 Tanque Anaeróbio (compartimento de remoção de fósforo):
QUADRO 5: 
Valores típicos das taxas e dos coeficientes cinéticos e estequiométricos utilizados na modelagem de remoção biológica de fósforo.
Coeficiente ou taxa Unidade Faixa ou valores típicos
Fração rapidamente biodegradável da DQO afluente (frb) - 0,15 – 030 (esgoto bruto)
Relação DQO/DBO5 no afluente mgDQO/mgDBO5 1,7 – 2,4 
Coeficiente de produção celular (Y) mgSSV/mgDBO5 0,4 – 0,8
Coef. Resp. endógena dos SS biodegradáveis (Kd) d
-1
0,08 – 0,09
Fração biodegradável dos SSV (Xb/Xv) . (fb) mgSSb/mgSSv
0,55 – 0,70 (lodo ativ. Conv.)
0,40 – 0,65 (aeração prol.)
Relação SSV/SS (Xv/X) mgSSv/mgSS
0,70 – 0,85 (lodo ativ. Conv.)
0,60 – 0,75 (aeração prol.)
Fontes: WRC (1994), Von Sperling (1996a, 1996b) 
Considerações de Projeto - NBR 12209/1992: 
Dados de projeto:
 Vazão afluente: Qméd = 140,01 m
3
/dia
 Concentração de fósforo no afluente ao reator (efluente do decant. Primário): Pafl = 12,75 mg/l
 Concentração de DBO no afluente ao reator: DBOe = 320 mg/litro ou 0,32 Kg/m3
 Relação DQO / DBO5 no afluente: DQO / DBO5 = 1,80 (adotado – ver quadro 5) 
 Fração rapidamente biodegradável da DQO afluente: frb= 0,25 (adotado – ver quadro 5)
REATOR:
 Idade do lodo: Ɵc = 9 dias (calculado no item 5.4.1.4)
 Tempo de detenção hidráulica na zona anaeróbia: TDHzan= 1,2 h. (adotado - ver quadro 3)
Coeficientes cinéticos:
 Coeficiente de síntese celular: Y = 0,6 Kg SSV/Kg DBO5 removida
 Coeficiente de respiração endógena (autodestruição celular): Kd = 0,08 dia-1
Relações entre Sólidos:
 Relação SSV/SS: SSV/SS = 0,80 mgSSv/mgSS
 Relação SSb/SSV: fb= 0,7 mgSSb/mgSSv (calculado no item 5.4.1.1)
Concentrações no efluente final:
 DBO solúvel no efluente: Se = 4,95 mgDBO5/l
 Sólidos em suspensão: SSe = 33,28 mgSS/l
Concentração de fósforo após a decantação primária: Fósforo: Pe = 12,75 mgP/l
a) Volume da Zona Anaeróbia
TDH na zona anaeróbia: Tanae= 1,2 h. (adotado - ver quadro 3)
O tempo de detenção hidráulica total é: 
Ttotal = Tanóx + Taer + Tanae
Ttotal = 2,10 + 6,29 + 1,20 = 9,59 h
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Calculo do volume do tanque anaeróbio: 
Vana = tana x Qo = 7,00 m
3
Vana = 1,20 h x 5,83 m
3
/h → Vana = 7,00 m
3
b) Fração de fósforo nos sólidos em suspensão no reator:
Fator de remoção do fósforo em excesso Pf: (segundo WRC, 1984 - adaptado de Von Sperling 2009)
Pf = (frb x DQO - 25) x fan
onde: Pf = fator de capacidade para remoção de fósforo
frb = fração rápidamente biodegradável (adotado frb = 0,25 - ver quadro 5)
fan = fração mássica do lodo anaeróbio em relação aos sólidos no reator:
fan = Vana . X → fan = 7,00 → fan = 0,14
Vtotal . X 48,92
DQO = Demanda Química de Oxigênio afluente (calculado a partir da relação DQO/DBO5)
( adotado DQO/DBO5 = 1,8 - ver quadro 5) 
DBO5 efluente do decantador primário ou afluente ao reator = 320 mg/litro
DQO = 1,8 x DBO5 → DQO = 1,8 x 320 = 576 mg/litro
Pf = (0,25 x 576 - 25) x 0,14 → Pf = 16,66
Fração de fósforo na biomassa ativa P/Xa
: (segundo WRC, 1984 - adaptado de Von Sperling 2009)
P/Xa = 0,35 - 0,29 . e-0,242.Pf
 → P/Xa = 0,35 - 0,29 . e-0,242.16,66
 → P/Xa = 0,35 mgP/mgXa
Relação entre SS ativos e SS voláteis : (Xa
/Xv = fa)
A fração ativa dos sólidos voláteis, segundo (IAWPRC, 1987; WPCF/ASCE, 1992) é obtida pela 
equação:
fa = 1 → fa = 1 → fa = 0,87 mgXa
/mgXv
1 + (1 - fb') . Kd . Ɵc 1 + (1 - 0,8) x 0,08 x 9
Fração de fósforo nos sólidos em suspensão voláteis: P/Xv
P/Xv = fa
. (P/Xa) = 0,87 x 0,35 → P/Xv = 0,3 mgP/mgSSv
Fração de fósforo nos sólidos em suspensão totais: P/X
P/X = SSv . fa
. (P/Xa) = 0,8 x 0,87 x 0,35 → P/X = 0,24 mgP/mgSS
SS
obs: considerado um limite máximo de 7% (0,07) de fósforo nos sólidos em suspensão, conforme 
indicação da literatura especializada.
 Correção da fração de P nos sólidos em suspensão totais, considerando um limite máximo de 7%:
P/X = 0,07 mgP/mgSS
 Correção de fração de P nos sólidos em suspensão voláteis, considerando um limite máximo de 7 %
de P nos sólidos em suspensão efluentes do reator biológico (X ou SS):
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P/Xv = (P/X) / (SSV/SS) = 0,07 / 0,8 = 0,09 mgP/mgSSV
Remoções de fósforo: 
 Concentração de P removida com o lodo excedente: Prem
Prem= Y x (P/Xv) x (So –S) = 0,6 x (0,09) x (320 – 4,95)
 1+ fb x Kd x Ɵc 1+0,7 x 0,08 x 9,73
Prem= 11,31 mgP/l
 Concentração de P solúvel no efluente final: Psol
Pe = concentração de fósforo efluente do decantador primário 
Pafl = concentração de fósforo afluente ao reator biológico
Pe = Pafl = 12,75 mgP/l
Psol = Pafl - Prem = 12,75 - 11,31 → Psol = 1,44 mgP/l
 Concentração de P nos sólidos solúveis do efluente final: PSS
PSS = SSe x P/Xv = 33,28 x 0,07 → PSS = 2,33 mgP/l
 Concentração de P total no efluente final: Pt
Pefl = Psol + PSS → Pefl = 1,44 + 2,33 = 3,77 mgP/l
Eficiência de remoção de fósforo: EP
EP = (Pafl - Pefl) x 100 = (12,75 - 3,77) x 100 → EP = 70%
Pafl 12,75
c) Dimensões Internas do Compartimento Anaeróbio
Volume do Reator, calculado conforme a geometria dos tanques: 
Dimensões internas do tanque Anaeróbio:
Diâmetro A =3,20 m
Diâmetro B = 2,53 m
Altura = 3,30 m
Volume Unitário = 7,00 m
3
Compartimento 
Anaeróbio
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Balanço Material dos Fluxos
Requisito de oxigênico (RO2):
Segundo alguns autores, a matéria celular pode ser representada pela seguinte fórmula: C5H7NO2
(Hoover & Porges – 1952). Desta forma, para estabilização do material celular (Xb), temos a seguinte 
relação estequimétrica:
C5H7NO2 + 5O2 → 5 O2 + NH3 + 2 H2O
PM → 113 160
O2/Xb = 160/113 → O2/Xb = 1,42
OBS: a demanda última de oxigênio é igual ao consumo de oxigênio necessário para oxidação do material 
celular (DBOu /Xb = O2/Xb).
a`= (DBOu/DBO5) – (DBOu /Xb) x Y = 1,46 - 1,42 x 0,6 = 0,61 KgO2/Kg DBO5
b`= (DBOu /Xb) x fb x Kd = 1,42 x 0,08 x0,7 = 0,08 KgO2/Kg DBO5
 4,57 = Fração de oxigênio necessária para oxidação do nitrogênio amoniacal à nitrato (item 5.4.2 - K)
RO2 = a’ x Qo x (So – Se) + b’ x Xv x Vtr + 4,57 x Qo x NTK a ser oxidada
RO2 = 0,61 x 140,01 x (0,32 - 0,02) + 0,08 x 3,5 x 48,92 + 4,57 x 5,17
RO2 = 62,741 Kg O2/dia → RO2 = 2,614 Kg O2/hora (24 horas/dia)
5.4.4 Volume de ar necessário:
Quantidade de O2 no ar atmosférico: 21% de oxigênio
Rar = 62,741 x 100 → Rar = 298,767 Kg Ar/dia → 12,449 Kg Ar/hora
 21
 Densidade do ar ± 1,3 Kg/m3
 Vazão volumétrica de ar: vazão mássica / densidade
 Vazão volumétrica de ar requerida = 12,449 Kg Ar 
1,3 Kg/m3
hora
 Vazão volumétrica de ar requerida = 9,5759 m
3
/hora → 0,1596 m
3
/min
 Eficiência de transferência de O2 para o líquido ± 8% (segundo fornecedor do compressor radial e dos 
difusores)
 Vazão volumétrica de ar necessária = 1,60 m
3
/min
Retorna para o decantador 
primário
(para digestão e adensamento)
Qr = 84,01 m
3
/dia
QO - Qd = 136,10 m
3
/dia
QO = 140,01
m
3
/dia QO + Qr = 224,02 m
3
/dia
REATOR DE LODO 
ATIVADO
DECANTADOR 
SECUNDÁRIO
Qd = 3,91 m
3
/dia
QO + Qr = 224,02 m
3
/dia
QO = 420,03 m
3
/dia
compart.
anóxico
compart.
anaeróbio
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5.4.5 Difusores:
Difusores bolha fina, Tubolar, de membrana; 
Diâmetro nominal: 90 /1000;
Capacidade de difusão individual: 0,16 m
3
/min
Quantidade mínima de difusores: 1,6 / 0,16 = 10,00 → usar 10 difusores 
5.4.6 Cálculo da área do decantador secundário:
Considerações de projeto:
 Taxa de aplicação hidráulica Tah = 20 m
3
/ m2
x dia
S = (QO) = 140,01 m
3
/dia = 7 m
2
 Tah 20
Conforme a NBR 12209/1992 o tempo de detenção hidráulica deve ser igual ou superior a 1,5.
Utilizado uma área de S = 7,50 m
2
para o decantador secundário.
 Taxa de aplicação de sólidos
Ts = (QO+Qrl) . X = (140,01 + 84,01) x 4,38 = 130,8277 Kg/m2
.d
 S 7,5 
Volume do decantador secundário:
Dimensões internas do decantador secundário:
Diâmetro A =3,20 m
Diâmetro B = 2,53 m
Altura = 3,30 m
Área de decantação = 7,50 m
2
Volume Unitário = 20,00 m
3
Compartimento do 
decantador 
secundário
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5.4.7 Cálculo do volume do tanque de contato:
Considerações de projeto:
tempo de contato: Tc = 45 min. ou 0,7 horas
ATc = (QO) x Tc = 5,83 m
3
/h x 0,7 h = 4,08 m
3
 
Dimensões internas do Tanque contato:
Volume Unitário = 5,00 m
3
Compartimento de 
desinfecção
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5.6 Dimensionamento da Bomba de Recirculação de Lodo Ativado
Qrecir = 0,00097 m
3
/seg, ou seja:
Vazão necessária para cada unidade de bombeamento, em m3
/seg:
Qrecir = 0,00097 m
3
/seg
5.6.1 Diâmetro da linha de recalque:
O critério a ser utilizado para escolha do diâmetro da tubulação é o critério de velocidade 
econômica, por ser simples e eficiente. 
Segundo muitos autores, a velocidade no interior da tubulação deve variar de 0,5 a 2,0 m/s. 
Desta forma temos:
V= Q
 A
em que V é a velocidade (m/s); Q é a vazão (m3
/s); A é a área da seção do tubo, sendo determinada por:
A= ¶ x D2
 4
Substituindo a velocidade por um valor entre 0,5 e 2,0m/s, isola-se matematicamente a expressão em 
função do diâmetro. 
Adotando-se uma velocidade média de 1,5 m/s temos:
V= Q
 A
V= Q → A = 0,0010 / 1→ A = 0,00097 m
2
 A
A= ¶ x D2
 → 0,00097 = ¶ x D2
 → D = 0,035 m
 4 4
Utiliza-se o diâmetro comercial imediatamente superior:
Diâmetro comercial = 0,025 m ou 40 mm ϕ diâmetro do recalque. 
5.6.2 Escolha da Bomba
Cálculo das perdas de carga
Hm = HG + hftotal
Hm = altura manométrica da instalação (em m)
HG = desnível geométrico (em m)
hftotal = perda de carga total (em m)
A composição da linha de recalque é a seguinte:
 Altura geométrica de sucção: Hs = 0 m (bomba submersa)
 Altura de recalque: Hr = 2 m
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 Conexões e acessórios:
Diâmetro de Recalque 40 mm
Recalque Quantidade Perda de carga por acessório
Joelho 90° 10 3,2
Tê 2 7,3
Registro 3 0,7
União 5 0,1
Comprimento da tubulação 6 metros
Conexões Comprimento equivalente
Joelho 90° 32,0
Tê 14,6
Registro 2,1
União 0,5
Comprimento equivalente total: 55,2 metros
Utilizando-se a equação de Hazen-Williams, obtém-se a perda de carga na linha de recalque:
C= 130
hf = J × L
J=10,643 x Q
1,85
 → J = 10,643 x 0,000971,85
 → J= m/m
 C
1,85x D4,87 1301,85
x 0,04,87
hfrecalque = x 55,2 → = m
Para o cálculo da perda de carga total, ou seja, ao longo da linha de recalque, utiliza-se a seguinte equação:
hftotal = hfsucção + hfrecalque → hfsucção = 0 (bomba submersa, sem canal de sucção)
hftotal = 0 m
5.6.3 Equação do sistema:
A equação do sistema é:
Hm = HG + k × Q1,852
O cálculo da altura geométrica é realizado através da soma das alturas geométricas de sucção (Hs) e de 
recalque (Hr). Como não há altura de sucção (Hs = 0), temos:
HG = Hr = 2 m
altura manométrica (Hm) = desnível geométrico (HG) + perdas de carga (hftotal)
Hm= 2 + 0 = 2 m
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Cálculo do coeficiente k:
2 = 5 + k × (3,492)
1,852 → Þk = 0,000000
Equação do sistema:
Hm = 2 + 0,000000 × Q1,852
, sendo: Hm em m e Q em m3/h.
Com os dados Hm e Q, utiliza-se o gráfico de pré-seleção, encontrando-se a "família" de bombas 
FBS, da marca FAMAC, como sendo a mais adequada para a situação criada. O modelo escolhido, 
compatível com o projeto, é a FBS20/4, com diâmetro do rotor de 88 mm.
Para controle de vazão, conforme as necessidades do processo pode ser usada um dos dois 
procedimentos abaixo:
- Controlar a vazão com uma válvula ou registro, reduzindo-a à quantidade desejada. 
- Alterar a rotação do rotor, com inversor de frequência.
5.6.4 Cálculo da potência da Bomba
 Para o cálculo da potência necessária, utiliza-se a seguinte fórmula:
N = ×Q×H
 75 x 
sendo:
N = potência (CV);
g = peso específico da água (1000 kg/m3);
Q = vazão (m3/s);
H = altura manométrica (m);
h = rendimento (decimal).
O rendimento é obtido através da curva característica, na qual toma-se o ponto de trabalho (Q,H), e 
aproximadamente obtém-se um rendimento de 50%. Aplicando-se a fórmula para o cálculo da potência, tem￾se:
N = (1000 × 0,00097 × 5)/ (75× 0,5) = 0,13 CV
N = 0,13 CV, ou 0,5 CV que é a potência comercial mais próxima.
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6 . DADOS TÉCNICOS
6.1 Canalizações:
 Tubos Amanco Silentium® PVC para canalizações não pressurizadas:
NORMAS TÉCNICAS
Os tubos e conexões para esgoto Amanco Silentium® PVC atendem aos requisitos de desempenho 
da Norma NBR 5688:1999 - Sistemas prediais de água pluvial, esgoto sanitário e ventilação e estão de 
acordo a norma européia DIN 4109 e a Diretiva VDI 4100.
Os testes de desempenho foram realizados de acordo com a EN 14366, pelo laboratório Fraunhofer 
Institut für Bauphysik um dos maiores laboratórios especializados em acústica no mundo, localizado na 
Alemanha.
CARACTERISTICAS TÉCNICAS
O sistema Amanco Silentium® PVC para esgoto é o resultado de um processo de última geração, 
que emprega PVC Mineralizado para criar produtos e acessórios hidráulicos com propriedades de isolamento 
acústico superiores aos sistemas convencionais.
Com paredes mais espessas e matéria-prima com maior densidade, o Amanco Silentium® PVC 
alcança níveis consideráveis de redução de ruídos.
A qualidade e o desempenho do sistema Amanco Silentium® PVC são atestadas pelo Instituto 
Fraunhofer, com sede na Alemanha, uma referência mundial em estudos e pesquisas na área da acústica.
PEÇAS HIDRÁULICAS MATERIAL MARCA DIÂMETRO
Registros PVC silentium Amanco 100 mm
Tubos PVC silentium Amanco 100 mm
Conexões PVC silentium Amanco 100 mm
 Tubos Tigre PBA (marron) para canalizações pressurizadas:
CARACTERISTICAS TÉCNICAS
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Tubos e conexões fabricados na cor marrom, unidos através de junta soldável, de acordo com a NBR 
5648 - Sistemas prediais de água fria - Tubos e conexões de PVC 6,3, PN 750 kPA, com junta soldável -
Requisitos. Sistema dimensionado para suportar pressões de serviço de 750 kPa (75 m.c.a. ou 7,5 kgf/cm²).
Aplicado em instalações prediais de água fria permanentes, embutidas em paredes ou aparentes em 
locais cobertos. A principal vantagem do sistema é a rapidez na execução das juntas soldáveis.
Para a execução desta junta, deve-se utilizar o Adesivo Plástico ou o Adesivo Plástico Extra Forte
PEÇAS HIDRÁULICAS MATERIAL MARCA DIÂMETRO
Registros PVC marron Tigre 50 mm
Tubos PVC marron Tigre 50 mm
Conexões PVC marron Tigre 50 mm
Propriedades físicas e mecânicas tubo PVC.
GERAIS:
Peso específico 1,4 g/cm3
Calor específico 0,24 cal;oC g
Módulo de elasticidade 30 000 kgf / cm2
Coeficiente de dilatação linear (O°C a 40°C) 7 x 10-5;oC
Resistência à tracão instantânea a 20° C 520 kgf / cm2
Resistência à flexão instantânea a 20° C 1 200 kgf / cm2
Condutibilidade térmica 35 x 10-5 cal/cm s °C
Resistência dielétrica 10- ohm/cm
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6.2 Bombas:
6.2.1 Duas Bombas de alimentação do Sistema:
Bomba Centrífuga Submersível
Fabricante: SULZER
Modelo: ROBUSTA 250M STD 0,5 CV
Motor de linha: IP-68
Potencia: 0,5 CV
2 Pólos
 60 Hz
6.2.2 Bomba de recirculação de Nitrato:
Bomba Centrífuga Submersível
Fabricante: SULZER
Modelo: ROBUSTA 250M STD 0,5 CV
Motor de linha: IP-68
Potencia: 0,5 CV
2 Pólos
60 Hz 
6.2.3 Bomba de recirculação de Lodo Ativado:
Bomba Centrífuga Submersível
Fabricante: SULZER
Modelo: ROBUSTA 250M STD 0,5 CV
Motor de linha: IP-68
Potencia: 0,5 CV
2 Pólos
60 Hz
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6.4 Tanque de Fiberglass:
Descrição materiais utilizados na confecção de peças em Fiberglass.
 Resina Poliéster Ortofitálica AZ 4.6 ( Solução de resina poliéster Insaturado em monômero de 
estireno).
 Gel Coat Isofitálico Azul ( Resina poliéster liquida e viscosa pigmentado).
 Manta de vidro 450gr/m² ( vidro fribroso).
 Roving 4000 ( Fio de vidro fibroso).
 Catalisador Brasnox DM 50 (Peróxido de metil etil cetona.).
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7. PLANILHA DE MONITORAMENTO DO SISTEMA
PARÂMETRO FREQUÊNCIA PONTO DE AMOSTRAGEM
pH Diária
(2 vezes ao dia)
Entrada da ETE físico-química, calha de 
floculação e Saída do decantador físico-químico
Sólidos Sedimentáveis Quadrimestral Final do tratamento
DBO Quadrimestral Entrada e final do tratamento
Cor (Visual) Diária
(2 vezes ao dia) Final do tratamento
Odor Diária
(2 vezes ao dia) Final do tratamento
Fósforo Quadrimestral Final do tratamento
Nitrogênio Amoniacal Total Quadrimestral Final do tratamento
8. PARÂMETROS ESPERADOS DE EFICIÊNCIA DO SISTEMA
PARÂMETROS RESULTADOS ESPERADOS
pH 6,5 – 7,5
Sólidos Sedimentáveis < 1 ml/l
DBO ≤ 60mg/l ou até 80 % de redução
Cor Não detectável
Odor Não detectável
Fósforo < 1 mg/l
Nitrogênio Amoniacal Total < 20 mg/l
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9. CRONOGRAMA DE IMPLANTAÇÃO DO SISTEMA DE TRATAMENTO DO 
EFLUENTE SANITÁRIO
As etapas de Implantação do Sistema de Tratamento de Efluentes a ser implantado estão descritas 
a seguir com os respectivos prazos para finalização:
- Preparação das obras  20 dias;
- Construção e montagem do sistema  60 dias;
- Instalação da ETE  10 dias;
- Instalaçãoes hidráulicas e elétricas in loco  de 3 dias;
- Start do Sistema  de 5 dias;
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10. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
1. ANDERSON L. B., 19982, “Princípios de Operações Unitárias”, Guanabara dois, Rio de 
Janeiro.
3. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (1997). NBR 13969 –Tanques sépticos￾unidades de tratamento complementar e disposição final dos efluentes líquidos – projeto, 
construção e operação. Rio de Janeiro, 60 p.
4. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (1992). NBR 12209 – Projeto de Estações 
de Tratamento de Esgoto Sanitários. Rio de Janeiro, 60 p. 
5. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (1993). NBR 7229 – Projeto, construção e 
operação de sistemas de tanques sépticos. Rio de Janeiro, 15 p.
6. BRANCO, S. M. Hidrobiologia aplicada à engenharia sanitária. 3ª ed. São Paulo: 
CETESB/ASCETESB, 1986. 640 p.
7. CHERNICHARO, Carlos Augusto de Lemos (1997). Reatores anaeróbios. Belo Horizonte, 
DESA/UFMG, 246p.
8. VAN HAANDEL E MARAIS, G. (1999). O Comportamento do Sistema de Lodo Ativado: Teria e
 Aplicações para Projetos e Operações.
9. VON SPERLING, M. (1997), Princípios do tratamento biológico de águas residuárias V. 4 –
Lodos ativados. Belo Horizonte: DESA/UFMG.