Справочное пособие
к СНиП 2.04.03-85

Проектирование сооружений для очистки сточных вод

Москва Стройиздат 1990

Разработано к СНиП 2.04.03-85 «Канализация. Наружные сети и сооружения» на основе результатов научных исследования и опыта эксплуатации сооружений и установок для очистки сточных вод за последние годы в различных отраслях промышленности. Содержит методики и примеры расчета, вспомогательные справочные материалы, необходимые при проектировании очистных сооружений.

Для инженерно-технических работников проектных и строительно-монтажных организаций.

Содержание

1. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД Усреднители Типы и конструкции усреднителей Отстойники Общие сведения Расчет отстойников Тонкослойные отстойники Реконструкция обычных отстойников в тонкослойные Примеры расчета отстойников Гидроциклоны Примеры расчета гидроциклонов 2. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ БИОЛОГИЧЕСКОЙ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД Аэротенки Аэротенки - смесители без регенераторов Аэротенки-смесители с генераторами Аэротенки-вытеснители с регенераторами Аэротенки-вытеснители без регенераторов Системы аэрации Окситенки Аэротенки с флотационным илоотделением для очистки производственных сточных вод Аэротенки с флотационным разделением иловой смеси для очистки городских сточных вод Удаление из сточных вод соединений азота Удаление из сточных вод соединений фосфора 3. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКОЙ очистки сточных вод Нейтрализация сточных вод Адсорберы Установки для ионообменной очистки сточных вод Установки для электрохимической очистки сточных вод 4. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ОСАДКОВ Аэробные стабилизаторы Флотационные илоуплотнители 5. ОБЕЗЗАРАЖИВАНИЕ СТОЧНЫХ ВОД Установки для обеззараживания сточных вод жидким хлором Установки для обеззараживания очищенных сточных вод с использованием прямого электролиза 6. СОВМЕСТНАЯ ОБРАБОТКА СТОЧНЫХ ВОД И ОСАДКОВ ВОДОПРОВОДНЫХ СТАНЦИЙ 7. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ РЕГУЛИРОВАНИЯ И ОЧИСТКИ ПОВЕРХНОСТНОГО СТОКА С ТЕРРИТОРИИ ПРОМЫШЛЕННЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ

1. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД

Усреднители

1.1. Усреднение расхода и концентрации загрязнений позволяют рассчитывать все последующие звенья очистки не на максимальные, а на некоторые средние значения параметров потока. Экономичнее иметь усреднитель в начале цепи, чем завышать объем и производительность каждого из последующих звеньев очистки.

1.2. Выбор рациональной схемы усреднения (типа усреднителя), расчет его объема проводятся на основе информации о характере колебаний параметров входного потока (концентраций С_en(t) и расхода q_en(t) ч и требований на допустимые колебания параметров сточных вод на выходе усреднителя C_eх,(t), q_ex(t). Эти требования обычно устанавливаются на основе максимально допустимых величин С_adm и q_adm, назначаемых в зависимости от типа последующих очистных сооружений, при этом они должны превышать средние значения параметров С_{en mid}, q_{en mid}.

Для расчета объема усреднителя используется информация, получаемая: от технологов основного производства, которые, используя характеристику номинального режима производства и аварийных режимов, могут прогнозировать характер поступления сточных вод на очистные сооружения; с объектов-аналогов, а также непосредственным наблюдением на объекте.

Информация может накапливаться в записях заводских лабораторий об изменениях расхода и лимитируемых показателей загрязнения сточной воды.

При наличии на предприятии контрольно-измерительной аппаратуры изменение состава сточных вод регистрируется непрерывно, при отсутствии - дискретно с различной длительностью интервалов между лабораторными анализами (не более 1 ч). Окончательная форма представления информации о колебаниях - таблицы и графики. Полученная информация о колебаниях расхода и состава сточных вод (по лимитируемым загрязнениям, например: рH среды, интенсивность окраски, взвешенные вещества, специфические загрязнения производства), а также представление о количественном и качественном составе нерастворимых загрязнений, даст возможность вести расчет объема усреднителя в соответствии с основными типами нестационарности потока:

залповые сбросы высококонцентрированных сточных вод;

циклические колебания;

случайные колебании произвольного спектра.

Сведения о количественном и качественном составе нерастворимых загрязнений необходимы для выбора способа перемешивания и расчета перемешивающих устройств. Кроме того, эти сведения помогу принять решения о возможной компоновке усреднителя с отстойной зоной в целях облегчения его эксплуатации и частичной очистки стоков. Образование непредусмотренного и трудноотделяемого осадка в усреднителях является основной причиной снижения эффективности их работы.

Конструктивное выделение зоны отстаивания в усреднителе приемлемо при наличии узла обработки осадка в технологической цепи очистки (напорная, реагентная флотация, отстаивание, осветление).

Типы и конструкции усреднителей

1.3. Тип усреднителя необходимо выбирать в зависимости от характера и количества нерастворенных компонентов загрязнений, а также динамики поступления сточных вод. При гашении залповых сбросов предпочтительнее конструкции многоканального типа, при произвольных колебаниях практически равноценны любые типы усреднителей. В таких случаях большую роль играют вид и количество нерастворенных загрязнений.

К многоканальным конструкциям относятся: прямоугольные - Д. М. Ванякина, круглые - Д. А. Шпилева, конструкции с неравномерным распределением расхода и объемов по каналам.

Усреднитель-смеситель барботажного типа следует применять для усреднения стоков независимо от режима их поступления при содержании грубодиспергированных взвешенных веществ с концентрацией до 500 мг/л гидравлической крупностью до 10 мм/с.

Усреднитель-смеситель с механическим перемешиванием и отстойной зоной необходимо применять для усреднения стогов с содержанием взвешенных веществ более 500 мг/л любой гидравлической крупности. Режим поступления стоков - произвольный.

Усреднители следует устанавливать после отстойников или оборудовать их отстойной частью с целью облегчения эксплуатации. Расчет отстойной части необходимо проводить по данным кинетики осаждения взвесей, аналогично расчету отстойников. При этом необходимо учитывать гидродинамический режим выбранного типа усреднителя. Для подавления залповых сбросов высококонцентрированных стоков и произвольных колебаний состава и при наличии взвешенных мелкодиспергированных веществ с концентрацией до 500 мг/л, гидравлической крупностью до 5 мм/с следует применять многоканальные усреднители без принудительного перемешивания. При необходимости усреднения и расхода усреднитель блокируется с аккумулирующей емкостью.

КОНСТРУКЦИИ УСРЕДНИТЕЛЕЙ РАЗЛИЧНОГО ТИПА

1.4. Комплексный подход к выбору типа усреднителя и его расчету в зависимости от характера колебаний концентрации загрязнений и расхода сточных вод, от их качественного состава, позволил выявить основные типы конструкций.

Однако для конкретных технологических задач усреднения сточных вод могут быть использованы и другие схемы усреднения (последовательно-параллельные, двухступенчатые и др.) с соответствующим обоснованием, разрабатываться новые конструкции с заданными свойствами.

Усреднитель - смеситель барботажного типа

1.5. Союзводоканалпроект разработал типовые проекты многосекционных пневматических усреднителей концентрации сточных вод полезным объемом одной секции 300, 1400 и 5000 м³. Применение усреднителей барботажного типа связано с соблюдением ряда принципиальных положений:

1. Распределение сточных вод по площади усреднителя должно быть максимально равномерное. С этой целью могут использоваться системы подающих лотков с придонными водосливными окнами, расположенными на расстоянии 2 м друг от друга. При обеспечении должного качества строительства возможно распределение жидкости из лотков через донные выпуски. Размеры выпусков рассчитываются по формуле:

                                                                                     (1)

Каждый распределительный лоток оборудуется двумя шиберами: на входе в лоток для создания оптимального режима и равномерного распределения сточной воды между лотками; и в конце лотка в торцевом придонном водосливном окне размером 20´40 см (Н´В), обеспечивающий периодическую промывку лотка.

Число распределительных лотков и размещение выпускных окон в одной или обеих стенках лотков принимается из такого расчета, чтобы в каждый циркуляционный поток поступало одинаковое количество жидкости.

2. При напорной подаче воды на усреднитель перед ним на трубопроводе необходимо устанавливать колодец гашения напора. Целесообразнее самотечная подача стоков на усреднитель. В этом случае сооружение несет на себе всю нагрузку по выравниванию расхода и концентрации.

3. Расчет объема усреднителя ведется в зависимости от характера поступления сточных вод на сооружение в соответствии с формулами (19)-(24) СНиП 2.04.03-85.

Максимальная величина скорости проточного течения жидкости в усреднитель 2,5 мм/с, при этом длина секции усреднителя принимается из расчета

                                                                                             (2)

с учетом графика поступления концентрации загрязнении по часам суток.

С целью обеспечения равномерного распределения жидкости и воздуха вдоль усреднителя целесообразна длина секции не более 24 м. Глубина слоя поды в усреднителе из конструктивных соображений принимается в пределах 3-6 м. Ширина секции усреднителя принимается не более 12 м.

4. В качестве барботеров в усреднителе рекомендуется использовать перфорированные трубы с отверстиями диаметром 3 мм (шаг 8-16 см), располагаемыми в нижней части трубы в один или два ряда под углом 45° к оси трубы.

Трубы укладываются горизонтально вдоль резервуара на подставках высотой 6-10 см. Допустимое отклонение от горизонтальной укладки труб барботеров не должно превышать ± 0,015 м так, чтобы связанная с этим неравномерность подачи воздуха по длине барботера не превысила одной трети от принятой в расчете неравномерности подачи воздуха (20 % среднего расхода воздуха).

Барботеры подразделяют на пристеночные, создающие один циркуляционный поток, и промежуточные, создающие два циркуляционных потока.

Оптимальное расстояние между барботерами следует считать (2-3)Н, а между барботерами и параллельной ему стеной усреднителя (1-1,5)Н, где Н - глубина погружения барботера.

При расчете принимаются:

интенсивность барботирования для усреднения концентрации растворенных примесей при простеночных барботерах 6 м³/ч на 1 м, при промежуточных барботерах 12 м³/ч на 1 м;

интенсивность барботирования для предотвращения выпадания в осадок взвесей в пристеночных барботерах 12 м³/ч на 1 м, в промежуточных 24 м³/ч на 1 м.

Числа стояков подвода воздуха к барботеру и шаг между радиальными отверстиями перфорации для барботеров из полиэтиленовых труб надлежит определять в зависимости от требуемой интенсивности барботирования и заданной неравномерности подачи воздуха на основании данных, приведенных в табл. 1.

В расчете принято, что каждый стояк присоединен к середине обслуживаемого им участка барботера длиной l. При расположении стояка подвода воздуха у одного из концов барботера длина обслуживаемого участка будет равна l/2.

Таблица 1

Расчетная глубина погружения барботера принята равной 4,3 м. Приведенные в табл. 1 данные могут использоваться при изменении погружения в диапазоне 3-5 м.

При среднем перепаде давления на перфорированных отверстиях =1 кПа максимальные потери в барботере не более м=2 кПа, а при =4 кПа - не более м=7 кПа.

5. Для предотвращения выпадения осадка в местах прямоугольного сопряжения днища со стенками резервуара рекомендуется заполнение этих мест тощим бетоном. При этом угол сопряжении днища с заполнением должен составлять 30°.

Возможен уклон в сторону забора воды, где должен быть предусмотрен трубопровод опорожнения секции усреднителя.

6. На входе в усреднитель необходимо устанавливать контрольно-измерительную аппаратуру для определения расхода полы и воздуха, поступающих на сооружение.

7. Все конструктивные узлы сооружения необходимо оборудовать трубопроводами опорожнения и предусматривать малые средства механизации (например, бадья-таль-кошка, бадья-тальфер и др.) для периодической чистки усреднителя.

Возможно, предусмотреть нестационарную систему пеногашения усредненными стоками (например, шланги с насадками, укрепленные на штативах). Как показал опыт эксплуатации, пены в усреднителях нет, кроме исключительных случаев, когда применяли и производстве запрещенные в настоящее время ПАВ.

8. В зависимости от характеристик стоков в цеховых каналах, на выпусках из промышленных здании или перед резервуаром - усреднителем необходимо предусматривать решетки для сбора волокон, шерсти, тряпок и других отходов производства. Целесообразно по ходу технологических линий на определенных производствах устанавливать шерстеуловители.

9. Самым надежным способом водоотведения, как показал опыт эксплуатации, является работа насосов.

Многоканальные усреднители

1.6. Перспективным типом усреднителя для большого числа объектов, например, легкой промышленности, является многоканальный усреднитель, схема которого разработана во ВНИИ ВОДГЕО, с оптимальным распределением сточных вод по коридорам разной ширины. На базе этой схемы МИСИ и ГПИ-1 разработали конструкцию усреднителя для сточных вод, относящуюся к категории легких (взвешенных веществ до 500 мг/л, гидравлической крупностью до 5 мм/с), для суточного расхода сточных вод свыше 67 тыс. м³.

Конструкция, представленная на рис. 1, состоит из приемной камеры, распределительного лотка, каналов усреднителя, камеры усредненных стоков аккумулирующей емкости. Сточная вода попадает и приемную камеру, оборудованную полупогруженной доской для гашения волновых колебаний на поверхности, откуда поступает в распределительный лоток. При превышении величины среднего расхода сточных вод избыточное количество воды переливается в аккумулирующую емкость через регулируемый водослив. Усреднение колебаний концентрации загрязнений и поступающих сточных водах осуществляется за счет различного времени пребывания потока в каждом из каналов. Распределение сточных вод по каналам усреднителя осуществляется через донные выпуски расчетного диаметра.

Рис. 1. Схема многоканального усреднителя

1 - приемная камера; 2 - распределительный лоток; 3 - донные выпуски и боковой водослив с шибером; 4 - каналы; 5 - система гидросмыва; 6 - удаление осадка гидроэлеваторами; 7 - камера усредненных стоков; 8 - аккумулирующая емкость; 9 - водослив.

Для возможности дорегулировки расходов воды по каналам усреднителя в стенке лотка устраиваются прямоугольные водосливы, оборудованные шиберами. На выходе из каждого канала предусматриваются измерительные водосливы, которые позволяют контролировать уровень и расход воды по каждому каналу.

Из камеры усредненных стоков пода либо откачивается, либо самотеком поступает на дальнейшую очистку. На предприятиях в часы минимального водостока сточные воды из аккумулирующей емкости перекачиваются в приемную камеру. В каждом из каналов усреднителя и в аккумулирующей емкости предусматривается отстойная зона.

Система сбора и удаления осадка выбирается в зависимости от конкретных данных по кинетике отстаивания, количеству и характеру взвешенных веществ (гидровзмучивание, гидросмыв и др.). Периодичность удаления осадка определяется в период пусконаладочных работ.

Длина, общая ширина и глубина сооружения принимаются в зависимости от требуемого расчетного объема с учетом граничных условий (граничные условия определены для суточной производительности сточных вод свыше 10 тыс. м³); ширина одного канала от 1 до 6 м, глубина не более 3 м.

При меньших расходах сточных вод возможен лотковый вариант многоканального усреднителя, сохраняющий принцип дифференцированного распределения потока.

Распределение потока воды между каналами осуществляется в соответствии с формулой (3) (i-номер канала)

                                                                           (3)

Объем коридоров различен. Ширина каждого i-го канала рассчитывается по формуле

.                                                           (4)

При этом в целях создания наилучшего гидродинамического режима работы каждого" капала (высокого коэффициента полезного использования объема каждого канала) минимальная скорость течения воды в канале желательна не менее 7 мм/с.

Порядок расчета многоканального усреднителя

1. Расчет объема аккумулирующей емкости W_reg с учетом графика притока сточных вод на очистные сооружения (аналогично расчету регулирующей емкости водонапорных сооружений).

2. Расчет объема многоканального усреднителя W_es (для q_min) с учетом характера поступления концентрации загрязнений: залповый, циклический или произвольный. См. формулы (25)-(29) СНиП 2.04.03-85.

3. Определение общего объема сооружения: W = W_reg+W_es.

4. Определение размеров усреднителя, в плане В´Н´L - в соответствии с граничными условиями.

5. Расчет ширины b_i каждого канала по формуле (4), причем число каналов должно выбираться, начиная с трех при соблюдении конструктивных граничных условий и обеспечения минимальной скорости течения 7 мм/с.

6. Расчет расхода q_i, по каждому каналу по формуле (3).

7. Расчет распределительного лотка и размеров донных и боковых водосливов.

Распределительный лоток с донными выпусками рассчитывается с учетом следующих положений:

горизонтальное расположение дна лотка;

скорость течения воды в лотке принимают постоянной, не менее 0,4 м/с из условия незаиливания лотка. При этом влияние на изменение кривой свободной поверхности воды при неравномерном ее отборе по длине лотка должно быть незначительным.

Лоток лучше располагать затопленным (ниже уровня воды в каналах) для более равномерного распределения воды по глубине потока;

расчет донных и боковых выпусков необходимо производить для расходов в м³/c, определяемых по формуле (3) для каждого канала по общепринятой методике гидравлического расчета водосливов

.                                                                                             (5)

Для донного цилиндрического отверстия  = 0,8, для бокового прямоугольного отверстия  = 0,7.

8. Расчет измерительных и регулируемых водосливов производится в соответствии с расчетом, изложенном в Справочнике по гидравлическим расчетам систем водоснабжения и канализации/А. М. Курганов, И. Ф. Федорова. - М.: Стройиздат, 1978.

Регулирование водослива, установленного между приемной камерой и аккумулирующей емкостью, производится с помощью передвижной стенки. На стенке из каждого канала устанавливаются водосливы треугольного профиля.

Кроме предложенной конструкции возможны варианты многоканального типа усреднителя. Например, в проектном институте ГИАП многоканальный усреднитель схемы ВНИИ ВОДГЕО выполнен в П-образной компоновке сблокированным аварийным накопителем.

Усреднитель-смеситель с механическим перемешиванием, оборудованный отстойной зоной

1.7. В настоящее время теоретически и экспериментально душная конструкция не отработана. Работы по созданию такой конструкции для сточных вод, относящихся к категории «тяжелых» (содержание взвешенных веществ более 500 мг/л, гидравлическая крупность - не лимитируется) начаты в МИСИ им. В.В. Куйбышева.

При конструировании такого типа усреднителя необходимо учитывать большое количество факторов, влияющих на эффективность перемешивания, например:

уплотнение или отстаивание, происходящее в донной части усреднителя (отстаивание в зоне сжатия). Интенсивность осаждения взвеси, зависимость между скоростью осаждения взвешенных частиц и их содержанием. На основании этих и других данных можно будет рассчитать отстойную зону усреднителя;

влияние условий смешения (скорость перемешивания, перемешивание за счет диффузии, создание градиента скорости между различными элементами объема и др.) на эффект выравнивания концентрации в воде и осуществления химических реакций (нейтрализация, хлопьеобразование и т.д.);

выбор мешалок или аэраторов, а также конфигурации сооружения для создания условии перемешивания.

Нельзя также не учитывать требования последующих звеньев очистки: реагентная обработка, отстаивание, флотация, биологические методы.

Так, например, для стоков кожзаводов слишком интенсивное перемешивание стоков в усреднителе разрушает естественные структурные образования, что в дальнейшем ведет к снижению эффекта коагулирования, флотации.

В то же время при аэрации стоков кожевенных производств, содержащих большое количество сульфидов, в усреднителе происходит окисление сульфидов и частичное выдувание сероводорода в атмосферу (при значениях рН менее 7). Процесс выдувания не желателен в связи с загрязнением окружающей атмосферы, о то же время процесс частичного окисления сульфидов - положителен (с повышением степени диспергирования воздуха - степень окисления сульфидов возрастет). Целесообразно в отдельных случаях использовать поверхностные аэраторы в качестве перемешивающих устройств.

Конструкция усреднителя с механическим перемешиванием разработана для стоков кожевенных производств институтом ГПИ-2 па базе радиального отстойника диаметрами 12, 24 и 40 м. Усреднитель оборудован вращающимся мостом с механическими мешалками и скребками для сгребания осадка. Пуск стока из нижней точки конического днища.

Анализ эффективности работы действующих сооружений показал, что построенные сооружения неудовлетворительно справляются с функцией усреднения состава сточных вод. Сказываются расчетные и конструктивные ошибки при проектировании, плохое качество строительства и низкий уровень эксплуатации.

Модернизация существующих конструкций может быть осуществлена использованием следующих мероприятий:

вместо централизованного впуска воды в усреднитель предусмотреть рассредоточенный по периметру сооружения (возможен металлический лоток с подачей воды через придонные выпуски);

интенсифицировать работу системы перемешивания;

предусмотреть возможный забор воды выше зоны отстаивания не менее 1,5 м. Из нижней точки дна усреднителя удалять осадок, обработка которого возможна в общей схеме локальной очистки.

Отстойники

Общие сведения

1.8. Для проектирования сооружений и аппаратов механической очистки должны быть заданы следующие данные:

общее количество сточных вод, м³/ч;

температура сточных вод, °С;

периодичность образования сточных вод;

тяжелые механические примеси, мг/л;

нефтепродукты, масла, мг/л;

плотность тяжелых и легких загрязнений, г/см³; кинетика осаждения механических процессах тяжелее и легче поды, при их расчетной концентрации в исходной воде;

требуемая степень очистки (%) или допустимое содержание загрязнений легче и тяжелее воды, мг/л;

гидравлическая крупность частиц, тяжелее и легче воды, которую необходимо выделить для обеспечения требуемой степени очистки, мм/с.

Гидравлическая крупность определяется по кривым кинетики отстаивания Э = f(t) (рис. 2), полученным экспериментально отстаиванием сточной воды в статических условиях в слое h, как правило, отличным от действительной высоты отстаивания в выбранном типе отстойника, поэтому для приведения полученных результатов к натурным надлежит производить пересчет по формулам (30) и (31) СНиП 2.04.03-85 с учетом поправки на изменение вязкости воды при изменении температуры (табл. 2).

Таблица 2

Показатель степени n₂, зависящий от природы загрязнений, в том числе и от агломерируемости взвесей для промышленных сточных вод, определяется по полученным экспериментально кривым кинетик отстаивания в слоях h₁ и h₂

                                                                                        (6)

При расчете сооружений для механической очистки промышленных сточных вод экспериментальное определение показателей характеристики воды и загрязнений должно предшествовать проектированию в каждом конкретном случае. Если проектирование ведется для строящегося предприятия, данные о характеристике воды, возможно, получить при изучении воды на аналогичном производстве. Опыт обследования промышленных предприятий показывает, что величина гидравлической крупности частиц U₀, которые должны быть выделены для обеспечения требуемого эффекта колеблется в пределах 0,2-0,5 мм/с, поэтому для ориентировочных расчетов отстойных сооружении величину U₀ можно принимать равной 0,25-0,3 мм/с.

Рис. 2. Кинетика отстаивания сточных вод прокатных производств при исходной концентрации С₀ = 200 мг/л

1 - h = 200 мм; 2 - h = 500 мм

Для городских сточных вод продолжительность отстаивания t в слое h = 500 мм можно принимать по табл. 30 СНиП 2.04.03-85, а показатель степени n₂ по рис. 2 СНиП 2.04.03-85.

Расчет отстойников

1.9. Принимая по внимание, что при проектировании очистных установок, как правило, применяются типовые или экспериментальные конструкции отстойных сооружений с известными геометрическими размерами, за расчетную величину следует принимать производительность одного отстойника q_set, при которой обеспечивается заданный эффект очистки. После расчета q_set исходя из общего расхода сточных вод определяется количество рабочих единиц отстойников N

N = .                                                                                                       (7)

Для горизонтального отстойника производительность одной секции рассчитывайся по формуле (32) СНиП 2.04.03-85. Для радиальных, всех типов вертикальных отстойников, а также отстойников с вращающимся сборно-распределительным устройством (см. пример 2), производительность одного отстойника рассчитывается по формуле (33) СНиП 2.04.03-85.

Отстойники с вращающимися сборно-распределительными устройствами

1.10. Для отстойников с вращающимся сборно-распределительным устройством  = 0. Кроме того, при проектировании этих отстойников должна рассчитываться форма перегородки, разделяющая распределительный и водоприемный лоток. Форма этой перегородки может быть выражена через изменяющуюся ширину В_р распределительного лотка

,                                                                                         (8)

где m = 1/11, 1/12;

,                                                                                         (9)

где b_з - зазор между стенкой и фермой (b_з = 0,1-0,15 м); l_Л - удаление расчетного створа лотка от центра отстойника. Количество струенаправляющих лопаток n_Л определяется конструктивно при соблюдении следующего соотношения:

2r_л-(2n_л+1) = Lр,                                                                                           (10)

где r_л = 0,1-0,125 м.

Число лопаток n_Л не следует принимать более 24 шт. Изменение высоты водослива но длине водоприемного лотка зависит от изменения по радиусу расхода воды, удаляемой из отстойника. Высота водослива h_сб по мере удаления от центра отстойника рассчитывается по формуле затопленного водослива с тонкой стенкой

.                                                                                     (11)

Период вращения Т, с, водораспределительного устройства, зависит от требуемой степени очистки и должен также рассчитываться при привязке отстойника к конкретным условиям,

.                                                                                        (12)

Тонкослойные отстойники

1.11. Тонкослойное отстаивание применяется в случае необходимости сокращения объема очистных сооружений при ограниченности выделяемой площади и при необходимости повышения эффективности существующих oтстойников. В первом случае тонкослойные отстойники выполняют роль самостоятельных сооружений, во втором - существующие отстойники дополняются тонкослойными модулями, располагаемыми в совершенствуемом отстойнике, перед водосборным устройством.

1.12. При расчете отстойника, работающего по перекрестной схеме (рис. 3) расчетными величинами являются длина яруса L_bl и производительность отстойника q_set. Длина яруса L_b, м, определяется по формуле

,                                                                                           (13)

где u_w - скорость потока воды в ярусе отстойника, мм/с, применяемая по табл. 31 СНиП 2.04.03-85; h_li - высота яруса, м, по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 (при высоких концентрациях загрязнений рекомендуется принимать большие значения); К_dis, - коэффициент сноса выделенных частиц (при плоских пластинах К_dis = l,2; при рифленых пластинах К_dis = 1); Uо - гидравлическая крупность, задерживаемых частиц которую рекомендуется определять в слое, равном высоте яруса h_li.

Производительность отстойника q_set определяется по формуле

q_set = 7,2K_set H_bl L_bl B_bl U_o/K_dis h_li,                                                                  (14)

где B_bl - ширина тонкослойного блока, назначается из допустимого прогиба листа, выбранного для тонкослойного блока (= -5мм) при наклоне под углом сползания осадка.

Строительная ширина В_стр, м, отстойника определяется по формуле

В_стр = 2В_bl+b₁+2b₂,                                                                                      (15)

где b₁ - 0,25 м, b₂ - 0,05-0,1 м.

После определения длины яруса отстойника l_bl, исходя из возможных размеров материала, применяющегося для параллельных пластин, назначаются длина пластины в ярусе и количество блоков (модулей), располагаемых по одной прямой.

Обязательным условием, выполняемым при конструировании отстойника, должна быть плотная стыковка соответствующих пластин в рядом устанавливаемых блоках (модулях). Строительная высота отстойника Н_стр. м (см. рис. 3) определяется по формуле

Н_стр = Н_bl+h₃+h_м+0,3,                                                                                 (15а)

Рис. 3. Схема тонкослойного отстойника, работающего по перекрестной схеме удаления осадка

где h₃ - высота, необходимая для расположения рамы, на которой устанавливаются блоки (h₃ = 0,2-0,3 м; h_м = 0,l м).

Строительная длина тонкослойного отстойника L_cтp (см. рис. 3) определяется по формуле

L_стр = L_bl;+l₁+l₂+2l₃+l₄.                                                                               (16)

Зона длиной l₁ служит для выделения крупных примесей Объем зоны рассчитывается на 2-3-минутное пребывание потока

l₁ = q_sett/(60H_blB_cтpK_set),                                                                                (17)

где K_set - коэффициент использования зоны, принимаем равным 0,3; при применении пропорционального устройства l₂ = 0,2 м, если распределение осуществляется дырчатой перегородкой l₂ = 0; l₃ = 0,2-0,25 м; l₄ = 0,15-0,2 м.

1.13. В настоящее время применяется большое количество конструктивных разновидностей тонкослойных отстойников, работающих по противоточной схеме, все они практически, могут быть сведены к двум расчетным схемам, показанным на рис. 4 и рис. 5. В конструкции отстойника, показанного на рис. 4, расчетной являются длина пластины в блоке (модуле) L_bl и производительность секции q_set.

Длину пластины L_ы можно определить по формуле

L_bl = u_Wh_ti/U₀,                                                                                               (18)

где u_w - скорость потока в ярусе; h_ti - высота яруса. Данные параметры задаются по табл. 31 СНиП 2.04.03-85.

Производительность одной секции рассчитывается по формуле (36) СНиП 2.04.03-85, для которой H_bl определяется по формуле

Н_ы = п_tib_n,                                                                                                     (19)

где п_ti - количество ярусов в блоке, которое назначается из конструктивных соображений; b_n - определяется по формуле

b_п = h_tiсоs.                                                                                                 (20)

Рис. 4. Схема тонкослойного отстойника, работающего по противоточной схеме удаления примесей

а - тяжелых примесей; 6 - легких примесей (масла, нефтепродукты и т.п.)

Ширина секции отстойника назначается из конструктивных соображений и исходя из размеров пластин, предназначающихся для изготовления блоков (модулей). Все размеры других узлов отстойника (ширина резервуара отстойника, его строительная глубина и т.д.) назначаются из конструктивных соображений.

За расчетные параметры тонкослойного отстойника (см. рис. 5) следует принимать длину пластин в блоке L_bi и длину расположения тонкослойных блоков (модули) L_b. Величина L_bi определяется так же, как и в предыдущем случае по формуле (18), a L_b - по формуле

L_b = q_set /(3,6K_etu_WB_bi),                                                                                  (21)

где q_set - расход сточных вод на секцию, м³/ч.

Рис. 5. Схема отстойника, оборудованного тонкослойными блоками, работающего по противоточной схеме удаления примесей

а - тяжелых примесей; б - легких примесей (масла, нефтепродукты и т.п.)

Общая длина  отстойника определяется по формуле

L ⁼ L_b +,                                                                 (22)

где  - длина зоны определяется из условия формирования потока перед распределением между ярусами. В этом же объеме происходит выделение крупных механических примесей при этом  принимается в интервале 1-1,5 м;

 = L_bl sin (90-);

 = 0,3 м;  = 0,05-0,1 м;  = 0,4-0,5 м.

Общая глубина воды в отстойнике Н_стр, м, определяется как сумма высот различных зон

Н_стр = h_м + h₂ + h₃ +h₄+ h₅,                                                                        (23)

где

h₂ = L_bl sin ;                                                                                               (24)

h_м0,1 м; h₃ = 0,2-0,5 м; h₄ = 0,1-0,2 м; h₅ = 0,3 м.

Затем определяется удельный объем образующегося осадка Q_mud,, м³/ч, назначается способ его удаления в приямок и способ удаления из приямка, а по формуле (37) СНиП 2.04.03-85 рассчитывается его расход.

Реконструкция обычных отстойников в тонкослойные

1.14. В случае дополнения горизонтальных отстойников тонкослойными блоками (при необходимости повышения их эффективности или для увеличения производительности), расчетными параметрами являются длина пластин L_bl в блоке (модуле) и расстояние L_b, на котором устанавливаются блоки в отстойнике. Эти величины рассчитываются но формулам (18) и (21). Величина В_bl численно равна ширине секции отстойника (пример 5).

При дополнении тонкослойными блоками вертикальных отстойников, при известных габаритах отстойника L_set и В_set или D_set, заданной крупности задерживаемых частиц U₀ расчетной величиной является длина пластин L_bl, которая при заданной высоте яруса h_ti рассчитывается но формуле (18) или высота яруса h_ti, рассчитывается по заданной длине пластин по той же формуле. Производительность отстойника рассчитывается по формуле

;                                                                              (25)

F_set = L_set B_set или F_set = 0,785D_set ; H_bl = L_bl sin .                                     (26)

Когда производительность отстойника известна и требуется лишь увеличить эффективность очистки Эгр, по лабораторным анализам кинетики отстаивания изучаемой воды определяется гидравлическая крупность частиц. Далее, задаваясь высотой яруса h_ti, по формуле (25) определяется высота Н_ы, на которой должны быть расположены тонкослойные элементы, а затем по формуле (26) рассчитывается длина пластины и проверяется по формуле (18) скорость потока в ярусе.

При дополнении существующих радиальных отстойников тонкослойными блоками (модулями) (рис. 6), когда известны геометрические размеры отстойника и его производительность, а требуемая степень очистки задана гидравлической крупностью частиц U₀, которые необходимо выделить, расчетными параметрами являются длина пластины в блоке L_bl, высота блока Н_bl и число ярусов в блоке n_bl. Величина l_bl, рассчитывается по формуле (18) при заданной высоте яруса h_bl. Высота блока h_bl рассчитывается по следующей зависимости:

,                                                                               (27)

где K_set - коэффициент использования объема, определяется по табл.31 СНиП 2.04.03-85, как для радиальных отстойников; D₁ - диаметр расположения блоков,

Рис. 6. Схема радиального отстойника дополненного тонкослойными блоками (модулями)

Затем определяется число ярусов в блоке (модуле)

n_ti = H_bi/h_ticos.                                                                                           (28)

Примеры расчета отстойников

Пример 1. Требуется определить гидравлическую крупность частиц для проектирования отстойника при очистке сточных вод прокатного производства.

Исходные данные: расход сточных вод q_w - 1000 м³/ч; температура Tw – 30 °С; расход сточных вод постоянен в течение суток. Исходная концентрация тяжелых механических примесей - 200 мг/л; маслопродуктов - 50-60 мг/л; плотность тяжелых загрязнений - 5 г/см³; маслопродуктов - 0,8 г/см³; кинетики отстаивания механических примесей тяжелее воды расчетной концентрацией в различных слоях воды показаны на рис. 2.

В очищенной воде содержание тяжелых примесей не должно превышать 60 мг/л, маслопродуктов - 25 мг/л.

В проекте принимаются отстойники с рабочей глубиной отстаивания Н_set = 1,5 м. Определение расчетной гидравлической крупности исходя из заданных параметров производится в следующем порядке:

по заданным величинам концентраций механических примесей в исходной и осветленной воде определяем требуемый эффект очистки Этр

Э_тр = 100 (200 - 60) /200 = 70 %;

по кривым кинетики отстаивания (см. рис. 2) определяется продолжительность отстаивания t_i = 13,5 мин (810 с); t₂ = 17,5 мин (1050 с), при которых в слоях воды h₁ = 200 мм и h₂ = 500 мм достигается требуемый эффект;

после этого по формуле (6) определяется показатель степени n₂

n₂ = (lg 1050 - 1g 810)/(lg 500 - lg 200) = 0,3;

затем по формуле (30) СНиП 2.04.03-85 определяется гидравлическая крупность U₀ частиц взвесей, которые должны быть выделены в отстойнике, при этом K_set = 0,5 (по табл. 31 СНиП 2.04.03-85), если температура сточных вод, поступающих на отстойники, будет такая же, какая была обеспечена при экспериментальном определении кинетик отстаивания, например Тw = 20 °С:

.

Поскольку температура сточных вод поступающих на отстойник Tw = 30 °С, требуется внести поправку:

 = 063^.1,005/0,801 = 0,79 мм/с.

Таким образом, отстойники, принятые как сооружения для механической очистки сточных вод прокатных производств, должны рассчитываться на задержание частиц гидравлической крупностью 0,79 мм/с.

Пример 2. Для очистки городских сточных вод требуется рассчитать отстойник с вращающимся сборно-распределительным устройством, который должен обеспечивать 60 %-нoe задержание механических загрязнений, при исходной концентрации 300 мг/л. Расчетная температура воды составляет 20 °С, плотность осадка 2,0 г/см³.

Задаемся диаметром отстойника D_set = 24 м, в котором высота отстаивания Н_set = 1 м.

По формуле (30) СНиП 2.04.03-85 определяется гидравлическая крупность частиц, которые требуется выделить для обеспечения заданного эффекта. При этом по табл. 30 и рис. 2 СНиП 2.04.03-85 определяется значение h₁ = 0,5; t_set = 970 с и n₂ = 0,275, входящие в эту формулу, а по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 назначается значение коэффициента использования объема К_set = 0,85

.

Внесение поправки на температуру не требуется, так как при лабораторных определениях кинетики отстаивания температура воды была той же, что в производственных условиях.

По формуле (33) СНиП 2.04.03-85 определяется производительность одного отстойника

q_set = 2,8^.0,85^.(24²-1²)^.0,76 = 1042 м/ч.

По формуле (12) определяется период вращения водораспределительного устройства

Т = 1000^.1^.0,85/0,76 = 1118,4 с = 18,6 мин.

Определив по формуле (9) величину R_Л = (24/2)-0,15 = 11,85, и задавшись значениями m = ¹/₁₂; b₃ = 0,15 и b_л, по формулам (8) и (11), рассчитываем ширину распределительного лотка В_р и высоту водослива h_сб по створам. Для удобства результаты расчета сводим в табл. 3

Таблица 3

Продолжение табл. 3

Исходя из общего количества сточных вод и коэффициента неравномерности рассчитывается количество отстойников, а по формуле (37) СНиП 2.04.03-85 определяется количество образующегося осадка и принимается способ его удаления.

Пример 3. Расчет тонкослойного отстойника, работающего по перекрестной схеме удаления осадка (см. рис. 3).

Исходные данные: расход сточных вод завода производства железобетонных изделий (ЖБИ) составляет 1200 м³/сут; коэффициент часовой неравномерности составляет 1,1; завод работает в две смены.

Исходная концентрация тяжелых механических примесей - 700 мг/л; масло- и нефтепродуктов - 100-300 мг/л. Допустимая концентрация механических примесей в очищенной воде - 50 мг/л, нефтепродуктов - 25 мг/л.

По кривым кинетики отстаивания в слое воды, равном высоте яруса h_ti = 0,1 м, находим, что гидравлическая крупность тяжелых механических взвесей, которые требуется выделить, составляет

U₀ = 1000h_ti/t = (0,1^.1000)/500 = 0,2 мм/с.

Гидравлическая крупность нефтепродуктов

U₀^н = (0,l^.1000)/330 = 0,3 мм/с.

Следовательно, расчет отстойника нужно вести на задержание частиц крупностью 0,2 мм/с.

Из условия количества загрязнений в сточных водах (700 мг/л) принимаем высоту яруса в отстойнике h_ti = 0,1 м (табл. 31, СНиП 2.04.03-85). Для обеспечения условий сползания осадка по пластинам, угол наклона пластин  принимаем равным 45°. В качестве материала пластин по имеющимся возможностям будет использована листовая сталь  = 3 мм. Задавшись скоростью потока в ярусе отстойника (табл. 31 СНиП 2.04.03-85)  = 7 мм/с, определяем по формуле (13) длину яруса

.

Из условия допустимого прогиба ( = 3-5 мм) наклоненной под углом 45° пластины принимаем ширину блока B_bl = 0,75 м. Таким образом, максимальная ширина пластины в блоке будет B_bl = 0,75 1,41 = 1,060 м. Задаемся высотой блока с параллельными пластинами H_bl = 1,5 м.

По формуле (35) СНиП 2.04.03-85 определяем производительность одной секции тонкослойного отстойника с двумя рядами блоков (см. рис. 3)

q_set = 7,2^.0,75^.1,5^.0,75^.4,2  = 42,5 м³/ч.

Проверяем скорость потока в ярусе отстойника при использовании поперечного сечения на 75 % K_set = 0,75 (табл. 31, СНиП 2.04.03-85)

Приведенный расчет показывает, что исходные величины выбраны верно. Строительная ширина секции отстойника рассчитывается по формуле (15)

В_стр = 2´0,75+0,2+2´0,05 = 1,8;

Н_стр = 1,5+0,3+0,1+0,3 = 2,2 м.

Длина зоны грубой очистки l_i по формуле (17)

.

Строительная длина секции L_cтp по формуле (16)

L_cтp = 4,2+1,75+0,2+2^.0,2 +0,15 = 6,7 м.

Определяется часовой расход сточных вод с учетом коэффициента часовой неравномерности

q_W = (1200^.1,1)/16 = 82,5 м³/ч.

Исходя из общего количества сточных вод определяется количество секции тонкослойного отстойника

N = 82,5/42,5 = 1,94  2 секции.

В соответствии с п. 6.58 СНиП 2.04.03-85 уточняется количество секций: N = 2 секции.

Из условия выбранного материала для пластин (листовая сталь  = 3 мм) и облегчения массы блока, исходя из расчетной длины ярусного пространства (Lы = 4,2 м), принимаем длину блока (модуля) 1,06 м. Таким образом, в каждом ряду будет располагаться по 4 блока (модуля).

Количество выделяемого осадка влажностью W = 96 % определяется по формуле (37) п. 6.65 СНиП 2.04.03-85

.

Далее принимается метод удаления осадка из отстойника. В данном случае, так как тонкослойный отстойник рекомендуется располагать над поверхностью земли, целесообразно принять многобункерную конструкцию отстойника с удалением осадка под гидростатическим напором.

Пример 4. Рассчитать тонкослойный отстойник, работающий по противоточной схеме удаления осадка (см. рис. 4).

Расчет ведется для случая очистки нефтесодержащих сточных вод НПЗ, когда для обеспечения снижения содержания нефтепродуктов до 50-70 мг/л из воды должны быть удалены глобулы нефти гидравлической крупностью  = 0,3 мм/с, которая определена при отстаивании в слое воды h = 100 мм. Расход сточных вод q_W постоянен и составляет 600 м³/ч, температура воды 20 °С.

Приняв по табл. 31 СНиП 2.04.03-85 высоту яруса h = 0,l м, и скорость рабочего потока  = 5 мм/с, определяем по формуле (18) длину пластины в ярусе

.

Задавшись углом наклона пластин, определенным экспериментально,  = 45°, определяем расстояние между пластинами

.

Задаемся количеством ярусов в блоке (модуле) из условия простоты монтажа n_ы = 15 шт. Определяем высоту блока по формуле (19)

H_ы = 0,07^.15 = 1,05 м.

Ширина блока Вы определяется из условия ширины материала листа и условий монтажа. Назначаем ширину одной секции отстойника

B_set = B_ы = 6 м.

Определяем производительность одной секции по формуле (36) СНиП 2.04.03-85, если коэффициент использования объема К_set = 0,55 (табл. 31 СНиП 2.04.03-85);

q_set = 3,6^.0,55^.1,05^.6^.5 = 62,4 м³/ч.

Толщиной пластин в блоке при технологическом расчете можно пренебречь.

Исходя из расхода сточных вод определяем количество секций отстойника

N = 600/62,4 = 9,6  10 шт.

Далее из конструктивных соображений и с учетом обеспечения гидравлического режима потоков воды, близкого к ламинарному, назначаются другие размеры секции отстойника. Например:

l₁ = lsin  +0,5 = 1,7^.0,707+0,5 = 1,7 м;

H_ы/sin = l₂ = 1,05/0,707 = 1,481,5 м;

h₃ = 0,5 м из условия более равномерного сброса очищенной воды;

l₂ = H_ыcos+lsin  = 1,05×0,707+1,7×0,707 = 1,94 м;

h₃ = 0,5 м из условия равномерности распределения воды между ярусами блока. Таким образом Н_об = 0,5 + 1,94+0,5 = 2,94 м.

Пример 5. Требуется рассчитать отстойник, работающий по противоточной схеме, показанной на рис. 5, для очистки коагулированных сточных вод литейного производства расходом 500 м³/ч, сточные воды с концентрацией механических примесей 1000 мг/л образуются постоянно, температура сточных вод Т_w (в среднем) 30 °С. Экспериментально в заводской лаборатории установлено, что требуемая степень очистки (содержание взвесей 150-200 мг/л) обеспечивается при задержании частиц гидравлической крупностью 0,2 мм/с. Крупность определена по кривым кинетики отстаивания, полученным при температуре 20 °С в слое 100 мм.

По формуле (31) СНиП 2.04.03-85 уточняем величину гидравлической крупности

 = 0,2×1,005/0,8007 = 0,25 мм/с.

По формуле (18) определяем длину пластины в ярусе L_bl, задавшись предварительно по табл. 3.1 СНиП 2.04.03-85 высотой яруса h_ti = 0,1 м; и скоростю потока в ярусе u_w = 5 мм/с

L_bl = (5×0,1)/0,25 = 2 м.

Назначаем угол наклона пластин, определенный экспериментально: a = 50°.

Задаемся количеством секций отстойника N = 5 и определяем производительность одной секции q_set = 500/5 = 100 м³/ч.

Задаемся шириной одной секции B_bt = 3 м.

По формуле (21) определяем длину зоны L_b тонкослойного отстаивания, если коэффициент использования ее объема в соответствии с табл. 31 СНиП 2.04.03-85 K_set равен 0,5:

L_b = 100/(3,6×0,5×5×3) = 3,7 м.

Задаем длину зон тонкослойного отстойника (см. рис. 5):

 = 1,5 м;  = 2 sin (90- 50°) = 2×0,64 = 1,28;  = 0,3 м;  = 0,1 м;  = 0,5 м, а затем по формуле (22) определяем общую рабочую длину отстойника

 = 3,7 + 1,5 + 1,28 + 0,3 + 0,1 + 0,5 = 7,38 » 8 м.

По формуле (23) определяем общую глубину воды в отстойнике Н_стр, предварительно задавшись высотой зон:  = 0,1;  = 2 sin 50° = 2×0,77 = 1,54;  = 0,3;  = 0,2;  = 0,3;

Н_стр = 0,1 + 1,54 + 0,3 + 0,2 + 0,3 = 2,44 см = 2,5 м.

Принимаем удаление осадка в приямок скребковым механизмом. По формуле (37) СНиП 2.04.03-85 определяется расход удаляемого осадка

Q_mud = (1000 - 200) 500/(100 - 96) 2,6×10⁴ = 3,85 м³/ч.

Пример 6. Необходимо повысить эффективность работы действующего раднального отстойника D_set = 30 м, на который подается расход воды q_set = 1000 м³/ч. При этой производительности в отстойнике задерживаются частицы гидравлической крупностью U_о = 1 мм/с, что не удовлетворяет предъявляемым требованиям. Анализ характеристики загрязнений показал, что требуемый эффект очистки обеспечивается при выделении примесей гидравлической крупностью 0,25 мм/с и более.

Одним из путей интенсификации работы существующих отстойников является дополнение их тонкослойными блоками (модулями) (см. рис. 6).

Требуется определить размеры тонкослойных блоков, которыми должен быть оборудован радиальный отстойник.

Приняв по табл. 33 СНиП 2.04.03-85 скорость потока u_w =5 мм/с и высоту яруса h_ti = 0,07 м по формуле (18), определяем длину пластин в блоке

L_bt = 5×0,07/0,25 = 1,4 м.

Задавшись диаметром D_i = 27 м, на котором предполагается расположить блоки с параллельными пластинами, по формуле (27) определяем высоту блока, при коэффициенте использования объема К_set = 0,45, определяемого по табл. 31 СНиП 2.04.03-85

 м.

Рассчитываем количество ярусов в блоке (модуле)

п_ti = 1,5/0,07 = 21,4 » 22 яруса.

Гидроциклоны

1.15. Для расчета и проектирования установок с открытыми гидроциклонами должны быть заданы те же параметры по воде и по загрязнениям, что и для отстойников (см. п. 1.8).

Гидравлическая крупность частиц, которые необходимо выделить для обеспечения требуемого эффекта очистки, определяется при высоте слоя воды, равном 200 мм. Для многоярусных гидроциклонов слой отстаивания должен быть равен высоте яруса.

Основной расчетной величиной открытых гидроциклонов (рис. 7 - 9) является удельная гидравлическая нагрузка, которая определяется по формуле (38) СНиП 2.04.03-85.

Величину конструктивных параметров (D_hcb_cn и т.д.), входящих в расчетные зависимости, следует назначать по табл. 4. Производительность одного аппарата рассчитывается по формуле (41) СНиП 2.04.03-85

.

Исходя из общего количества сточных вод Q_w определяется количество рабочих единиц гидроциклонов: N = Q_W/Q_hc. После назначения диаметра аппарата и определения их количества по табл. 4 определяются основные параметры гидроциклона.

Угол наклона образующей конических диафрагм в открытых гидроциклонах в каждом конкретном случае должен задаваться в зависимости от свойств выделяемого осадка, но не менее 45°. Диафрагмы в открытых гидроциклонах могут быть выполнены как из стали, так и из неметаллических материалов: ткань, пластик и т.д.

В распределительном канале пропорционального водораспределительного устройства многоярусного гидроциклона скорость восходящего потока должна быть не менее 0,4 м/с.

Рис. 7. Схемы открытых гидроциклонов

а - без внутренних вставок; б - с конической диафрагмой; в - с конической диафрагмой и внутренним цилиндром

Таблица 4

___________________

* Над чертой показан размер нижней диафрагмы пары ярусов, под чертой - верхней.

При расположении гидроциклонов над поверхностью земли и удалении осадка под гидравлическим напором, отвод осадка производится с разрывом струн через коническую насадку, присоединенную к шламовому патрубку через задвижку. Диаметр шламовой насадки подбирается при наладке сооружения. Для предупреждения засорения насадки крупными загрязнениями перед ней, но после задвижки, устанавливается камера, в которой располагается решетка, набранная из металлической полоски с прозорами 6-8 мм.

Для равномерного распределения воды между гидроциклонами их водосливные кромки должны располагаться на одной отметке, а на подводящих трубопроводах должны быть установлены водоизмерительные устройства.

Напорные гидроциклоны

1.16. Посредством напорных гидроциклонов успешно решаются следующие технологические задачи, осветление сточных вод, например стекольных заводов, автохозяйств (удаление песка, глины и других минеральных компонентов), литейных производств (удаление компонентов формовочной земли), нефтепромыслов (удаление нефтепродуктов и шлама), мясокомбинатов (удаление частиц минерального происхождения) и т.д.

Обогащение твердой фазы стоков (удаление из твердой фазы частиц минерального или органического происхождения, снижающих ценность основного продукта). Например, обогащение твердой фазы сточных вод галтовочных барабанов, в которых содержится ценный карборундовый порошок и отходы процесса шлифовки керамики, с обеспечением повторного использования порошка карборунда в процессе шлифовки.

1.17. Для обезвоживания сырых осадков при использовании тисковых центрифуг напорные гидроциклоны надлежит применять для предварительного удаления абразивных частиц твердой фазы осадка, обеспечивающего защиту центрифуг от абразивного износа.

Удаление из известкового молока инертных примесей (частиц песка, необожженного известняка) позволяет повысить надежность работы дозаторов, реакторов, контрольно-измерительной аппаратуры.

1.18. Классификация частиц твердой фазы сточных вод: разделение частиц на фракции с различной крупностью. Например, классификация частиц твердой фазы сточных фаз литейных производств с повторным использованием отдельных фракций в технологическом процессе.

Процесс классификации реализуется с использованием нескольких ступеней разделения в напорных гидроциклонах с получением на каждой ступени фракций с определенными размерами частиц.

1.19. На очистных сооружениях в напорных гидроциклонах производится сгущение сточных вод и осадков. Учитывая то, что объем сгущенного продукта в напорных гидроциклонах может составлять всего 2,5-10 % начального объема обрабатываемой суспензии, технологическая операция сгущения может обеспечить значительную экономию материальных затрат на строительство очистных сооружений и участков обработки осадков. При этом происходит эффективная отмывка минеральных частиц от налипших на них органических загрязнений, например, на очистных сооружениях НПЗ при обработке песка, выгружаемого из песколовки гидроэлеваторами, или при отмывке песчаной загрузки фильтров при ее гидроперегрузке.

1.20. В зависимости от расположения напорных гидроциклонов в технологическом процессе и схемы их обвязки могут иметь место четыре гидродинамических режима работы:

при свободном истечении верхнего и нижнего продуктов в атмосферу Р_вх = Р_а; Р_шл = Р_а;

при наличии противодавления со стороны сливного трубопровода и свободном истечении шлама Р_вх>Р_а; Р_шл = Р_а;

при противодавлении со стороны спинного и шламового трубопроводов Р_вх>Р_а; Р_шл>Р_а.

Режимы работы гидроциклонов учитываются при расчете конструктивных и технологических параметров.

1.21. Одной из важных особенностей напорных гидроциклонов является сильная корреляция производительности и эффективности разделения суспензий с основными конструктивными и технологическими параметрами аппаратов (рис. 10).

Наибольшие значения коэффициентов корреляции имеют следующие параметры: диаметр цилиндрической части гидроциклона D_hс площадь питающего патрубка F_en, диаметры сливного и шламового патрубков d_вx, d_шл; высота цилиндрической части Н_ц, угол конусности конической части , перепад давления в гидроциклоне Р = Р_cn-Р_сx, концентрации суспензии на входе в гидроциклон С_сn, размеры и плотность частиц твердой фазы суспензии d_cpT.

1.22. Основные размеры напорного гидроциклона подбираются по данным заводов изготовителей при этом должны учитываться:

диаметр питающего d_еn и сливного d_ех патрубков должны отвечать соотношениям d_еn/d_ex = 0,5-1;d_en/D_hc = 0,12-0,4;

,

где  - толщина стенки сливного патрубка; d_шл - диаметр шламового патрубка назначается из соотношения d_шл/d_eх = 0,2-1,0 (для предупреждения засорения шламового патрубка его минимальный диаметр должен в 6-8 раз превышать максимальный размер частиц загрязнений); Н_ц - высота цилиндрической части для гидроциклонов осветлителей должна приниматься: Н_ц = (2-4)D_hс, для гидроциклонов сгустителей: Н_ц = (1-2)D_hс.

Угол конусности  конической части следует принимать для гидроциклонов осветлителей 5-15°, для гидроциклонов сгустителей - 20-45°.

1.23. В зависимости от особенностей решаемых технологических задач могут применяться двух продуктовые (см. рис. 10) и многопродуктовые (рис. 11) напорные гидроциклоны. В последнем случае аппараты имеют несколько сливных трубопроводов, отводящих целевые продукты из различных зон восходящего вихревого потока гидроциклонов. Такие конструкции аппаратов, как правило, применяются при разделении многофазных сред.

Рис. 10. Схема напорного гидроциклона

Рис. 11. Схема трехпродуктового напорною гидроциклона

1.24. За последние годы в ряде отраслей промышленности широко внедряются мультигидроциклоны - монолитные или сборные блочные конструкции, включающие десятки или сотни единичных напорных гидроциклонов, имеющих единые питающие, сливные и шламовые камеры. Путем создания мультигидроциклонов успешно реализуется возможность промышленного применения высокоэффективных двухпродуктовых и многопродуктовых напорных гидроциклонов с малым диаметром цилиндрической части от 8 до 75 мм.

1.25. Для выделения из сточных вод частиц механических загрязнении крупностью  = 50-100 мкм (табл. 5) рекомендуются конструкции напорных гидроциклонов малых диаметров, выпускаемых Усолье-Сибирским заводом горного оборудования.

Для выделения из сточных вод мелкодисперсных механических примесей и сгущения осадка - гидроциклоны опытно-экспериментального завода Дзержинского филиала Ленниихиммаш (табл. 6).

Таблица 5

_______________

* ГЦ - сокращенное название гидроциклона; цифры - внутренний диаметр цилиндрической части, мм; буква К - внутренняя поверхность стенок аппарата футерована каменным литьем.

Таблица 6

___________

* ГН - гидроциклон напорный с монолитными элементами, ГНС - со сборными элементами рабочей камеры.

1.26. Гидроциклоны малых диаметров объединяются в батареи и блоки(мультициклоны), что позволяет при обеспечении требуемого эффекта очистки и производительности добиться максимальной компактности установки.

Батарейные гидроциклоны имеют единую систему питания, а также системы сбора верхнего и нижнего продуктов разделения. Батарейный гидроциклон, состоящий из 12 аппаратов D_hc = 75 мм, имеющий производительность 60-70 м³/ч, изготавливает опытно-экспериментальный завод Ленниихиммаш. Материал - нержавеющая сталь.

Аппарат рекомендуется к применению в технологических процессах очистки производственных сточных вод литейных, стекольных и керамических производств и т.д. Опытно-экспериментальный завод Дзержинского филиала Ленниихиммаш изготавливает батарейные гидроциклоны, включающие шесть единичных гидроциклонов D_hc = 125 мм (d_en = 25 мм; d_вх = 35 мм; d_шл = 12 мм;  = 10°). С целью сокращения расхода шлама и повышения надежности работы батареи, единичные гидроциклоны снабжаются автопульсирующими шламовыми патрубками.

Производительность батарейного гидроциклона при давлении питания 0,4 МПа-120 м³/ч. Материал - нержавеющая сталь.

Центральным научно-исследовательским институтом крахмало-паточной промышленности (ЦНИИКПП) разработаны конструкции мультигидроциклонов марки ГБ-2, ГБ-3, ГБ-6, ГБ-7, ГП-8, (табл. 7). Серийное производство аппаратов осуществляет Кореневский опытный завод ЦНИИКПП.

Единичные аппараты изготовляют из пластмасс. Основные геометрические размеры и технологические параметры мультигидроциклонов приведены в табл. 7. Назначение аппаратов; разделение суспензии картофеле- и кукурузокрахмального производства. В технологии очистки сточных вод мультигидроциклонов ЦНИИКПП рекомендуется применять для механической очистки промышленных стоков, содержащих минеральные частицы размером  = 200 мкм и плотностью  = 2,7 г/см³.

Таблица 7

_______________

* Мультигидроциклоны первого выпуска.

** Модернизированная конструкция мультигидроциклонов.

Рис. 12. Кинетика отстаивания сточных вод фасонно-формовочного цеха (С_о = 300 мг/л; h = 200 мм)

1.27. Для проектирования гидроциклонных установок должны быть заданы те же данные о характеристике сточных вод и механических загрязнений, что и при проектировании других методов механической очистки.

1.28. По кривой кинетики отстаивания (рис. 12) по заданному эффекту очистки определяется охватывающая гидравлическая крупность U_о, мм/с:

U₀ = h/t,                                                                                                         (29)

затем из точки на оси ординат, соответствующей требуемому эффекту очистки, проводится касательная к кривой Э = f(t), из точки касания опускается перпендикулярна ось абсцисс и по найденному времени t_гр определяется граничная гидравлическая крупность U_гр задерживаемых частиц, мм/с;

U_гр = h/t_rц,                                                                                                     (30)

по которой по формуле Стокса рассчитывается граничный диаметр задерживаемых при заданном эффекте частиц

.                                                                              (31)

1.29. После определения граничной крупности частиц, которые требуется выделить по табл. 5 - 7, подбирается диаметр гидроциклона, в котором эти частицы могут быть выделены, назначаются размеры его основных узлов d_вn, d_вх, d_шл, Н_цН_к (см. рис. 10) и назначается давление Р_вп,, под которым исходная вода будет подаваться на гидроциклоны. Затем исходя из заданных размеров гидроциклона рассчитывается граничная крупность разделения, мкм:

.                                   (32)

1.30. В случае если рассчитанная крупность _гр будет больше крупности, которая соответствует требуемому эффекту очистки, определенной по формуле (32), то подбор гидроциклона необходимо повторить, изменяя его конструктивные размеры и давление на входе. На основании формулы (32) в ГИСИ им. В.В. Куйбышева составлена номограмма, упрощающая определение _гр.

1.31. После уточнения всех геометрических размеров гидроциклона определяется его производительность. Для гидроциклонов, работающих без противодавления, расчет производительности следует производить по формуле (42) СНиП 2.04.03-85. Для получения более точных расчетов рекомендуется следующая формула л/с:

.                                       (33)

После определения производительности одного аппарата, исходя из общего количества сточных вод, определяют число рабочих гидроциклонов, назначают общее количество аппаратов и приступают к проектированию гидроциклонной установки в соответствии со СНиП 2.04.03-85.

1.32. Потери воды с выделенным осадком, удаляемым через шламовую насадку d_шл, л/с, определяются по уравнению

                                                                 (34)

1.33. Для примерного расчета потерь воды с выделяемым осадком следует принимать для гидроциклонов диаметром меньше 100 мм - 0,07-0,08 Q_en, более 100 мм - 0,04-0,03 Q_en.

Примеры расчета гидроциклонов

Пример 7. Требуется рассчитать открытий гидроциклон для очистки сточных вод, образующихся при мойке грузовых автомобилей. Расход сточных вод составляет 50 м/ч. Гидроциклон применен на первой ступени очистки и должен задерживать частицы гидравлической крупностью 0,3 мм/с.

Для расчета принимаем открытый гидроциклон с конической диафрагмой и внутренним цилиндром (см. рис. 7, в).

По формуле (38) СНиП 2.04.03-85 рассчитываем удельную гидравлическую нагрузку на гидроциклона

q_hc = 3,6^.1,98^.0,3 = 2,l4 м³/(м^2.ч).

Определяем общую площадь зеркала воды в гидроциклонах

F_hc = 50/2,14 = 23,4 м².

Задавшись диаметром гидроциклона D_hc = 3 м, рассчитываем их количество N, шт.:

N = 23,4/3^2.0,785 = 3,3

Принимаем 3 гидроциклона диаметром D_hc = 3 м.

По табл. 4 рассчитываем все конструктивные размеры гидроциклона с конической диафрагмой и внутренним цилиндром (графа 5): высота цилиндрической части, H_hc: = 3 м; диаметр впускного патрубка d_en = 150 мм; количество патрубков n = 2; угол конической части  = 60°; угол конуса диафрагм  = 90°; диаметр центрального отверстия в диафрагме d_d = 1,5 м; диаметр внутреннего цилиндра D₁ = 2,64 м; высота внутреннего цилиндра H₁ = 3 м; высота водосливной стенки H₂ = 0,6 м; диаметр водосливной стенки D₂ = 3,2 м; диаметр водопогруженного щита D₃ = 3 м.

Выбираем материал для изготовления гидроциклона.

При решении о применении железобетона для выполнения корпуса аппарата в проекте обязательно должно быть оговорено непременное применение опалубки, позволяющей получить гладкую внутреннюю поверхность в аппарате.

Далее с учетом п. 6.89 СНиП 2.04.03-85 приступают к проектированию схемы гидроциклонной установки.

Пример 8. Требуется запроектировать установку с многоярусными гидроциклонами для очистки сточных вод цеха среднесортного проката. Расход сточных вод 1500 м³/ч. Расход воды практически постоянен в течение суток. Температура воды T_w в течение года изменяется в пределах 15-30 °С. Концентрация взвесей в исходной воде составляет 250 мг/л, масла 60 мг/л.

В очищенной воде содержание тяжелых примесей не должно превышать 60 мг/л, масел 25 мг/л. По данным анализа кривых кинетик отстаивания сточных вод при температуре 20 °С в слое h = 200 мм, требуемая степень очистки обеспечивается при задержании частиц тяжелых примесей крупностью 0,3 мм/с и 0,5 мм/с - легче воды, поэтому за расчетную принимается 0,3 мм/с.

Принимаем многоярусный гидроциклон с центральными выпусками (см. рис. 8).

Расчет производится в следующем порядке.

Задаемся диаметром гидроциклона D_hc = 5 м.

По формулам (38). (39) СНиП 2.04.03-85 рассчитываем удельную гидравлическую нагрузку, приходящуюся на один ярус гидроциклона:

.

Зная диаметр аппарата (D_hc = 5 м), определим расход воды, который может подаваться на один ярус:

q¢_hc = 0,785^.5^2.0,7 = 13,73 м³/ч.

Определяем количество ярусов

n_ti = 1200/13,73 = 87,4 88 шт.

Задавшись количеством ярусов в гидроциклоне n = 15 шт., определяем количество рабочих аппаратов

N = 88/15  6 шт.

По табл. 4 назначаем основные размеры аппарата.

Пример 9. Требуется запроектировать установку с многоярусными гидроциклонами для очистки сточных вод от вагранок литейного цеха.

Расход сточных вод 680 м³/ч. Расход воды практически постоянен в течение суток. Температура воды в течение года изменяется в пределах 22-60 °С. За расчетную принимаем 30 °С. Концентрация взвесей в исходной воде составляет 800-1200 мг/л. В очищенной воде содержание тяжелых примесей не должно превышать 150 мг/л.

По данным анализа кривых кинетик отстаивания сточных вод при температуре 20°С, в слое h = 200 мм требуемая степень очистки обеспечивается при задержании частиц крупностью 0,2 мм/с.

В качестве очистного сооружения принимаем многоярусный гидроциклон с периферийным отбором очищенной воды (см. рис. 9). Расчет производится в следующем порядке.

Задаемся следующими параметрами гидроциклона: диаметр гидроциклона D_hc = 5 м; диаметр центрального отверстия верхней диафрагмы прямоточного яруса d_d = 1 м; высота ярусов h_ti = 0,12 м.

По формулам (38), (40) СНиП 2.04.03-85 рассчитываем удельную гидравлическую нагрузку, приходящуюся на один ярус гидроциклона, b - ширина периферийной щели для отвода очищенной воды, назначаем b = 0,1 м; K_set - коэффициент использования объема яруса, так как гидравлическая нагрузка на ярус обещает быть небольшой, принимаем K_set = 0,4.

Если температуру оборотной воды принимаем равной 30 °С, тогда гидравлическая крупность по зависимости (31) СНиП 2.04.03-85 при этой температуре составит

 = 0,2×1/0,8 = 0,25 мм/с;

.

Зная диаметр аппарата (D_hc = 5 м), определим расход воды, который может подаваться на один ярус

.

Определим количество ярусов

п_ti = 680/13,33 = 51 шт.

Задавшись количеством пар ярусов в гидроциклоне n₁ = 15шт., определим количество аппаратов

N = 51/15 = 3,4  4 шт.

По табл. 4 (графа 7) назначаем все остальные размеры многоярусного гидроциклона:

высоту цилиндрической части определяем исходя из количества ярусов Н_ц = 2 h_tin_ti+400 = 4000 мм; количество впусков n_вп = 3; угол конической части,  = 60°; угол конуса диафрагм,  = 50°; диаметр центрального отверстия, d_d = l м; высоту ярусов принимаем h_ii = 0,12 м; зазор между корпусом и диафрагмой  = 0,1 м; скорость потока на входе  = 0,3 м/с; размер впускной щели: высота 0,12 м; ширина 13,3^.1000/0,3^.3600 = 12 мм; высота водосливной стенки Н₂ = 0,5м.

Пример 10. Требуется запроектировать очистные сооружения фасонно-формовочного цеха, сточные воды которого в основном представлены пылевидными частицами песка, глины, шлака, формовочной земли и т.д. Расход сточных вод в среднем составляет 120 м³/ч. Концентрация взвешенных веществ изменяется в пределах 1500-3000 мг/л. Кривая кинетики отстаивания приведена на рис. 12. По требованиям производств эту воду необходимо очистить до 10 мг/л, т.е. 99,7 %. Подобные жесткие требования диктуются условиями предохранения плунжерных насосов от образивного износа. Этими насосами очищенная сточная вода будет подаваться в технологический процесс. Температура воды 20 °С; pН = 6-7. Удельный вес механических загрязнений в среднем равен: _г = 2,6 г/см³.

Расход воды следует считать постоянным в течение суток.

Для достижения столь грубой степени очистки принимаем двухступенную схему очистки, по которой на период ступени применены напорные гидроциклоны, в которых обеспечивается удаление основной массы механических загрязнений (Э = 80 %), на второй ступени - отстаивание с применением реагентов. В данном примере рассматривается лишь расчет напорных гидроциклонов.

По кривой кинетики отстаивания (см. рис. 12) по заданному эффекту Э = 80 % определяем охватывающую гидравлическую крупность U₀ = 200/l0,60 = 0,33 мм/с.

Затем из точки на оси ординат, соответствующей заданному эффекту очистки (80 %), проводим касательную к кривой. Из точки касания опускаем перпендикуляр на ось абсцисс и по найденному времени t_гр = 16,5 мин рассчитываем граничную гидравлическую крупность

U_гр = 200/(16,5^.60) = 0,2 мм/с.

Затем по формуле (31) рассчитываем граничный диаметр гр, мкм, задерживаемых частиц

.

После определения граничной крупности по табл. 6 подбираем гидроциклон, который может выделить частицы этой крупности D_hc = 80 мм и по этой же таблице в соответствии с рекомендуемыми соотношениями СНиП 2.04.03-85 назначаем размеры основных рабочих узлов d_en = 80^.0,25 = 20 мм; d_вх = 20/0,6 = 32 мм; d_шл = 10; Н_ц = 4D_hc = 4^.80 = 320 мм;  = 10°;

H_k = D_hc/(2 tg /2) = 457 мм.

Давление питания принимаем P_вn = 0,3 МПа.

По формуле (32) определяем _гр

.

Вследствие того, что полученное значение гр = 27 мкм меньше значения гр = 47,5 мкм, которое требуется обеспечить, ожидается, что подобранный гидроциклон обеспечит эффект очистки несколько выше задаваемого.

В случае, если определенная _гр была бы больше заданного, потребовалось бы подбор повторить, задаваясь другими размерами гидроциклона.

Далее по формуле (33) определяем производительность одного аппарата

Q_en = 1,03×0,8^0,053×2^1,28×3,2^0,405×1,6^0,143×3,2^0,015×10^0,025×0,3^0,443 = 3,7 л/с = 13,3 м³/ч.

Исходя из общего количества сточных вод для их очистки потребуется гидроциклонов

N = 120/13,4 = 8,9  9 шт.

В соответствии с п. 6.91 СНиП 2.04.03-85 установка должна включить 9 рабочих аппаратов и 1 (один) резервный. После определения количества гидроциклонов определяем расход воды, удаляемой со шламом, на который нужно рассчитывать уплотнитель осадка

q_шл = 0,07 (13,4^.9) = 8,4 м³/ч.

2. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ БИОЛОГИЧЕСКОЙ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД

Аэротенки

2.1. В соответствии с СНиП 2.04.03-85 технологические параметры аэротенков определяются расчетом по зависимостям (48)-(67). Hа очистных станциях производительностью более 30000 м³/сут аэротенки, как правило, устраиваются в виде железобетонных резервуаров глубиной 4-5 м, шириной коридоров 6-9 или 12 м. Количество коридоров и их длин зависят от типа аэротенка и компоновки очистных сооружений.

Аэротенки - смесители без регенераторов

2.2. Сооружения этого типа целесообразно применять для очистки производственных сточных вод при относительно небольших колебаниях их состава и присутствии в воде преимущественно растворенных органических веществ, например на второй ступени биологической очистки сточных вод и системы канализации нефтеперерабатывающих заводов.

Пример. Исходные данные: расчетный расход сточных вод в смеси с городскими 1250 м³/ч; БПК_долн воды (после аэротенков I ступени) и смешения с городскими в соотношении 1:1 (L_en) = 150 мг/л; БПК_долн очищенной воды (L_ex.) = 15 мг/л.

Значения констант принимаются из уравнения (40) СНиП 2.04.03-85:  = 59 мг БПК_долн/(г-ч); K_l = 24 мг/л; K₀ = 1,66 мг/л;  = 0,158 л/г.

Доза ила и концентрация растворенного кислорода должны определяться по технико-экономическим расчетам. В данном случае практически установлены a_i = 2 г/л; С₀ = 2 мг/л. Величина , рассчитанная по уравнению (49) СНиП 2.04.03-85, составит

 

мг БПК_полн(г×ч).

Период аэрации определяется по уравнению (48) СНиП 2.04.03-85

;

.

Объем аэротенков

W_at = q_Wt_atm = 1250^.7,4 = 9250 м³

Степень рециркуляции определяется по формуле (52) СНиП 2.04.03-85. В первом приближении принимать I_i = 100 см³/r, который потом уточняется по табл. 41 СНиП 2.04.03-85, исходя из нагрузки на ил.

Аэротенки-смесители с генераторами

2.3. Эти сооружения применяются для очистки производственных сточных вод со значительными колебаниями состава и расхода стоков и присутствии в них эмульгированных и биологически трудноокисляемых компонентов, например, при очистке сточных вод 1 ступени второй системы канализации ППЗ.

Пример расчета.

Исходные данные: расчетный расход (с учетом неравномерности поступления) q_W = 625 м³/ч; L_en = 300 мг/л; L_вх = 100 мг/л.

Значения констант уравнения (49) приведены в табл. 40 СНиП 2.04.03-85:  = 59 мг БПК_полн/(г-ч); K_l = 24 мг/л; K₀ = 1,66 мг/л;  = 0,158 л/г.

По данным технико-экономического расчета или опыту эксплуатации принимаются величины средней дозы ила a_imix = 3,5 г/л и концентрации растворенного кислорода С_o = 2мг/л.

Для расчета аэротенков, предназначенных для очистки производственных сточных вод, степень регенерации R_r задается по данным исследований или по опыту эксплуатации.

В данном случае степень регенерации принимается R_r = 0,3 (объем, занятый регенератором, составляет 30 %), иловой индекс I_i = 100 см³/г.

По формуле (52) СНиП 2.04.03-85 определяется коэффициент рециркуляции

.

Средняя скорость окисления  в системе аэротенка с регенератором a_imix = 3,5 г/л определяется по формуле (49) СНиП 2.04.03-85, а значения констант по табл. 40 СНиП 2.04.03-85

 = 18,3 мг БПК_полн/(г×ч).

Общий период окисления при  = 18,3 рассчитываем по формуле (48) СНиП 2.04.03-85

ч.

Общий объем аэротенка и регенератора

W_atm + W_г = q_Wt_atm = 625 4,46 = 2788 м².

Общий объем аэротенка определяется по формуле

W_atm = (W_atm+W_r)/(1+) =

 = 1952 м³.

Объем регенератора W_r = 2788-1952 = 836 м³.

С учетом величины периода аэрации следует уточнить нагрузку на ил, а затем значения илового индекса. По формуле (53) СНиП 2.04.03-85 определим значения q_i

q_i = 439 мг/г×сут.

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при этом значении q_i для сточных вод НПЗ I_i = 74 cм³/г, что отличается от ранее принятого I_i = 100 cм³/г.

С учетом проектирования значения I_i по формуле (52) СНиП 2.04.03-85 уточняется величина коэффициента рециркуляции

R_i =  = 0,35.

Для расчета вторичного отстойника уточняется доза ила в аэротенке по следующей формуле:

.                                                                         (35)

Подставляя численные значения в формулу (35), получим

 = = 2,45 г/л.

Гидравлическая нагрузка на вторичный отстойник определяется по формуле (67) СНиП 2.04.03-85 с учетом допустимого выноса ила из отстойника после I ступени биологической очистки  = 30 мг/л. Принимается радиальный отстойник с коэффициентом использования объема К_ss = 0,4, для которого при глубине зоны отстаивания 3 м гидравлическая нагрузка будет равна:

Аэротенки-вытеснители с регенераторами

2.4. Сооружения этого типа применяются для очистки городских сточных вод и близких к ним по составу промышленных при незначительных колебаниях в составе и расходе.

Пример расчета.

Исходные данные: расчетный часовой расход сточных вод q_W = 4200 м³/ч; величина БПК_полн исходной воды L_en = 250 мг/л; требуемая величина БПК_полн очищенных вод L_вх = 15 мг/л допустимый вынос ила из вторичных отстойников  = 10 мг/л

В начале по формуле (52) СНиП 2.04.03-85 определятся степень рециркуляции R_i, причем, в первом приближении принимается величина J_i = 100 см³/г. Доза ила в аэротенке определяется оптимизационным расчетом с учетом работы вторичных отстойников, ориентировочно  = 3 мг/л.

R_i = = 0,43.

Величина БПК_полн воды, поступающей в начало аэротенка-вытеснителя L_mix, определяется по формуле (51) СНиП 2.04.03-85 с учетом разбавления циркуляционным илом

 мг/л.

Период пребывания сточных вод в аэротенке рассчитывается no формуле

 ч.

Доза ила в регенераторе определяется зависимостью (55) СНиП 2.04.03-85. В первом приближении

 г/л.

Удельная скорость окисления  рассчитывается по формуле (49), где величины констант и коэффициентов следует брать из табл. 40 СНиП 2.04.03-85. Для городских сточных вод  = 85 мг БПК_долн/(г×ч); K_i = 33 мг/л; K₀ = 0,626 мг/л;  = 0,07 л/г; s = 0,3.

Концентрация кислорода и доза ила определяется оптимизационным расчетом. Для регенератора принимается в данном случае С_o = 2 мг/л, a_r = 6,49 г/л,

 = 16,6 мг БПК_полн/(г^.ч).

Продолжительность окисления загрязнений рассчитывается по формуле (54) СНиП 2.04.03-85

 ч.

Продолжительность регенерации ила по формуле (57) СНиП 2.04.03-85

t_r = t_o-t_at = 7,29 - 1,55 = 5,74 ч.

Продолжительность пребывания в системе аэротенк-регенератор рассчитывается по формуле

t = (1+R_i)t_ato+R_it_r                                                                                          (36)

Подставив численные значения, получим t = (1+0,43)1,55 + 0,43×5,74 = 4,68 ч.

Объем аэротенка определяется по формуле (58) СНиП 2.04.03-85

W_at = t_ato(1+R_i)q_W = 1,55 (1+0,43) 4200 = 9309 м³

Объем регенератора - по формуле (59) СНиП 2.04.03-85

Wr = t_r R_iq_w = 5,74×0,43^×4200 = 10366 м³.

Для уточнения илового индекса определяется средняя доза ила в системе аэротенк-регенератор по формуле

                                                                                                                                           (37)

Подставив численные значения, получим

a_imix = [(1+0,43) 1,55×3 + 0,43×5,74×6,49]/4,68 = 5,45 г/л.

По формуле (53) СНиП 2.04.03-85 определяется нагрузка на ил q_i, где доза ила принимается равной величине a_imix, а период аэрации равен продолжительности пребывания в системе аэротенк - регенератор t:

 мг×БПК_полн/(г×сут).

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 для ила городских сточных вод при q_i = 355 мг /(г×сут), J_i = 76 см³/г. Эта величина отличается от принятой ранее J_i- = 100 cм³/г.

По формуле (52) СНиП 2.04.03-85 с учетом скорректированной величины J_i = 76 см³/г уточняется степень рециркуляции

R_i = 3/ = 0,29.

Принимается R_i = 0,3. Эта величина существенно отличается от рассчитанной в первом приближении, поэтому нуждается в уточнении величины L_mix и t_ai. По формуле (51) СНиП 2.04.03-85

L_mix =  мг/л.

По формуле (56) СНиП 2.04.03-85

ч.

По формуле (55) СНиП 2.04.03-85

 г/л.

По формуле (49) СНиП 2.04.03-85

 = 15,47 мг×БПК_полн/(г×ч).

По формуле (54) СНиП 2.04.03-85

t_o = 9,04 ч.

По формуле (57) СНиП 2.04.03-85

t_r = 9,04- 1,6 = 7,44 ч.

Продолжительность пребывания в системе аэротенк-регенератор по формуле (36)

t = (1 + 0,3) 1,6 + 0,3×7,44 = 4,31 ч.

Объем аэротенка по формуле (58) СНиП 2.04.03-85

W_at = 1,6(1+0,3)4200 = 8790 м².

Объем регенератора по формуле (57) СНиП 2.04.03-85

W_r = 7,44×0,3×4200 = 9374 м³.

Далее необходима проверка величины a_imix по формуле (37)

a_imix = [(1+0,3)1,6×3 + 7,44×0,3×8]/4,31 = 4,79 г/л,

с учетом которой нагрузка на ил будет равна:

q_i = 390 мг/г×сут;

величина J_i по табл. 41 СНиП 2.04.03-85 равна 79 cм³/г, что не существенно отличается от ранее определенного значения этой величины, и дальнейшей корректировки расчетов не требуется.

Вторичные отстойники для аэротенков-вытеснителей с регенераторами рассчитываются по формуле (67) СНиП 2.04.03-85, в котором значения а_i и а_t соответствуют первоначально заданным величинам, значение J_i принимается на основе последних корректировок, в данном случае для радиальных отстойников при K_ss = 0,4 и H_set = 3 м

q_ssa = 1,43 м³/м^2.ч.

Аэротенки-вытеснители без регенераторов

2.5. Сооружения этого типа рекомендуется применять для очистки городских и близких к ним по составу производственных сточных вод с БПК_полн не более 150 мг/л, либо на второй ступени биологической очистки.

Пример расчета.

Исходные данные: расчетный расход сточных вод q_W = 4200 м³/ч, для городских сточных вод БПК_полн исходной воды L_en = 150 мг/л; БПК_полн очищенных вод L_ех = 15 мг/л; вынос ила из вторичных отстойников  = 15 мг/л.

В начале определяется степень рециркуляции R_i, в которой величина илового индекса в первом приближении принимается J_i = 100 см³/г доза ила в аэротенке -  устанавливается в результате технико-экономических расчетов. Ориентировочно  = 3 мг/л. По формуле (52) СНиП 2.04.03-85

R_i = 0,25.

Для обеспечения нормального удаления ила из вторичных отстойников с илососами следует принимать R_i = 0,3.

БПК_полн воды, поступающей в начало аэротенка-вытеснителя L_mix с учетом разбавления циркуляционным илом рассчитывается по формуле (51) СНиП 2.04.03-85

L_mix = 119 мг/л.

Период аэрации определяется по уравнению (50) СНиП 2.04.03-85, в котором значения констант и коэффициентов для рассматриваемого примера по табл. 40 СНиП 2.04.03-85 имеют следующие значения:  = 85 мг/(г×ч), K_i = 33 мг/л; K_O = 0,626 мг/л;  = 0,07л/г; s = 0,3. При L_eх = 15 мг/л коэффициент K_p = 1,5. Концентрация кислорода определяется технико-экономическими расчетами с учетом типа аэраторов. Приближенно С_о = 2 мг/л.

Объем аэротенка и вытеснителя с учетом рециркуляционного расхода определяется по зависимости (58) СНиП 2.04.03-85.

W_at = t_atv(1+R_i)q_W = 2,96(1+0,3)4200 = 16162 м³.

Для расчета вторичного отстойника следует уточнить величину илового индекса по нагрузке на ил, которая рассчитывается по формуле (53) СНиП 2.04.03-85, где для аэротенка-вытеснителя без регенерации исходная величина БПК равна L_mix:

q_i = 421 мг /(г^.сут).

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при q_i = 421 мг /(г^.сут) J_i = 83 см³/г.

При новом значении илового индекса степень рециркуляции уточняется по формуле (52) СНиП 2.04.03-85

R_i = 2/ = 0,199.

но для обеспечения нормального удаления ила следует принять R_i = 0,3, и, следовательно, дальнейший расчет в корректировке не нуждается.

Гидравлическая нагрузка q_ssa на вторичный отстойник определяется no формуле (67) СНиП 2.04.03-85, в котором величина илового индекса принимается после последней корректировки J_i = 83 см³/г. Для радиальных отстойников с K_ss = 0,4; H_set = 3 м;

q_ssa = 1,45 м³/(м^2.ч).

Системы аэрации

2.6. Аэраторы должны обеспечивать заданный кислородный режим и необходимую интенсивность перемешивания в аэротенках.

2.7. Пневматические аэраторы рассчитываются по зависимостям, приведенным в п. 6.157 СНиП 2.04.03-85. В конструкции мелкопузырчатых аэраторов могут применяться фильтросные пластины и трубы, синтетические ткани, пористые пластины и т.п.

При использовании пористых материалов удельный расход воздуха на единицу рабочей поверхности аэраторов J_a,d зависит от индивидуальных свойств этих материалов и назначается в пределах J_a,d = 30-100 м³/(м^2.ч); для фильтросных пластин - J_a,d = 60-80 м³/(м^2.ч), для фильтросных труб J_a,d = 70 - 100 м³/(м^2.ч), считая на площадь горизонтальной проекции трубы, для синтетических тканей (арт. 56007, арт. 56026) J_a,d = 50 - 80 м³/(м^2.ч). Потери напора в фильтросных материалах и тканях следует принимать 0,7-1 м. Скорость выхода воздуха из отверстий дырчатых труб - 50 м/с.

При использовании аэраторов из синтетических тканей или пористых пластмасс целесообразны конструкции в виде решеток шириной до 2 м, что позволяет увеличить площадь полосы аэрации (отношение f_az/f_at = 0,2-0,3), повысить эффективность использования и снизить удельный расход воздуха.

2.8. В аэротенках-смесителях пневматические аэраторы располагаются вдоль одной стены коридора равномерно по всей их длине. Количество фильтросных пластин или труб определяется с учетом необходимости интенсивности аэрации и рекомендуемых значений J_a,d. В регенераторах аэраторы размещаются неравномерно по длине: в первой половине в 2 раза больше, чем во второй.

2.9. В аэротенках-вытеснителях аэраторы располагаются неравномерно в соответствии со снижением концентрации загрязнений и скоростей биохимического окисления.

Пример расчета.

Исходные данные: вид сточных вод (например, городские); расход сточных вод q_W = 4200 м³/ч; солесодержание воды С_s = 3 г/л; БПК_полн исходной и очищенной воды L_en и L_вх - 150 в 15 мг/л, расчетная температура воды Т_W – 20 °С.

Удельный расход воздуха q_аir, осуществляется по формуле (61) СНиП 2.04.03-85 для условий полной биологической очистки. В рассматриваемом примере удельный расход кислорода q₀ = 1,1 и средняя концентрация кислорода в аэротенке С₀ = 2 мг/л.

По данным расчета объем аэротенка W_atv = 16162 м³. Приняв по конструктивным соображениям длину коридора l = 60 м и рабочую глубину H_at = 4 м, общая ширина аэротенка будет равна:

.

Приняв ширину одного коридора b = 6 м, число коридоров будет равно:

n_k = B_at/b = = 11,17.

Следует принять n_k = 12 и соответственно изменить и длину коридора l

B_at = n_k b = 12^.6 = 72 м; l = W_atv/H_at B_at = =56 м.

В зависимости от температуры воды, ее солесодержания и глубины погружения аэратора растворимость кислорода определяется зависимостью

,                                            (38)

где h_a = h_ai- h_ay; при h_aу = 0,3 м; h_а = 4-0,3 = 3,7 м; T_W = 20 °С; C_s = 3 г/л;

= 8,72 мг/л.

Приняв в первом приближении f_az/f_at = 0,1; по табл. 42 СНиП 2.04.03-85 К₁ = 1,47 для аэратора из фильтросных труб при h_a = 4 м, по табл. 43 СНиП 2.04.03-85 К₂ = 2,52. При 20 °С коэффициент К_T = 1.

Для городских сточных вод коэффициент K₃ = 0,85. Приведем значения коэффициентов K₃ для некоторых видов производственных сточных вод

Источники сточных вод	K3
Целлюлозно-бумажные комбинаты …………	0,7-0,8
Молочные заводы …………………………….	0,8
Производства крафт-бумаги ………………….	0,7
Деревообрабатывающие
производства ………………………………….	0,68
Бумажные фабрики ……………………………	0,85
Картонажные фабрики ………………………..	0,53-0,64
Фармацевтические заводы ……………………	0,8-1,6
Заводы синтетического волокна …………….	1-1,8

Для определения интенсивности аэрации по длине аэротенка-вытеснителя строится график изменения БПК_полн во времени (рис. 13). Периоды аэрации для заданных промежуточных значений L_ex определяются расчетом по формуле (50) СНиП 2.04.03-85. Данные расчетов для условий рассматриваемого примера приведены в табл. 8.

Рис. 13. Зависимость L_ex от продолжительности пребывания в аэротенках-вытеснителях

Таблица 8

На графике (см. рис. 13) интервал времени, соответствующий продолжительности аэрации, при которой достигается L_ex = 15 мг/л, делится на равные части (по принятому числу ячеек аэротенка-вытеснителя), например на 6 частей. Для периодов аэрации в каждой ячейке с помощью полученной кривой (см. рис. 13) определяются значения БПК_полн на входе и выходе из ячеек. Эти данные приведены в табл. 9.

Таблица 9

Примечание. Под чертой указано принятое число рядов фильтросных труб.

На основе данных табл. 9 по формуле (39) определяется интенсивность аэрации в каждой ячейке

,                                                                                            (39)

где q¢_air - удельный расход воздуха для каждой ячейки определяется по формуле (61) СНиП 2.04.03-85.

Для рассматриваемого примера количество ячеек принято n_ja = 6, общая продолжительность аэрации в сооружении по табл. 8 t_aiv = 2,96 ч.

Количество рядов пневматических аэраторов (например, фильтросных труб) определяется по формуле

                                                                                                    (40)

В рассматриваемом примере ширина коридора аэротенки принята b = 6 м, удельный расход воздуха на аэратор для фильтросных труб J_ad = 70 м³/(м²ч), площадь одного ряда аэратора на 1 м фильтросных труб d_y, = 300 мм; f¢_d = 0,3 м²/м. Расход воздуха Q¢_air, м³/ч, в каждой ячейке определяется по формуле

.                                                                                                 (41)

Общий расход воздуха на аэротенк Q_air, равен сумме всех Q¢_air.

Для более точного регулирования подачи воздуха на воздуховодах каждой ячейки следует установить расходомеры с задвижками или вентилями.

2.10. В аэротенках-вытеснителях с регенераторами удельный расход воздуха определяется по формуле (61) СНиП 2.04.03-85. Количество аэраторов на первой половине длины аэротенков и регенераторов принимается вдвое больше, чем на остальной длине коридора.

Для условий рассмотренного примера в п. 2.9 удельный расход воздуха, рассчитанный по формуле (61) СНиП 2.04.03-85, составил

q_air = 12,22 м³/м³.

Общий расход воздуха Q_air = 12,22^.4200 = 51309 м³/ч.

Средняя интенсивность аэрации

J_a = (12,22^.4)/3,75 = 13,03 м³/(м²ч).

Интенсивность аэрации на первой половине аэротенка и регенератора J_a1 = 1,33J_a, на второй - J_a2 = 1,33J_a/2 = 0,67J_a.

При ширине коридора аэротенка b = 6 м, удельном расходе воздуха на аэратор в виде фильтросных труб J_ab = 90 м³/(м²ч) и площади одного ряда фильтросных труб d_y = 300 mm; f¢_d = 0,3 м²/м.

Количество рядов фильтросных труб в первой половине аэротенки вытеснителя составило

;

во второй половине:  = 3,92/2 = 1,96.

В данном случае следует принять на первой половине аэротенка и регенератора число рядов фильтросных труб - 4, на второй половине - 2, соответственно распределив расходы воздуха.

2.11. С целью сокращения длины воздуховодов количество стояков для подвода воздуха к аэраторам следует ограничить минимально возможным числом, которое определяется из заданной неравномерности распределения воздуха вдоль коридора аэротенка.

Таблица 10

Число стояков зависит от длины обслуживаемого ими участка фильтросного канала, фильтросной или дырчатой трубы.

Параметры аэраторов из фильтросных труб приведены в табл. 10, из фильтросных пластин - в табл. 11, из дырчатых труб в табл. 12.

Таблица 11

Геометрические размеры, мм		Допустимая неравномерность подачи воздуха, %			Максимальная удельная производительность, м3/(м.ч)	Перепад давления, кПа
ширина	глубина	5	10	15
		длина канала на 1 стояк, м
250	100	64	78	88	30	2-10
250	200	120	146	150	30	2-10

Таблица 12

Пример. Определить основные параметры аэратора (фильтросный канал) для обеспечения аэрации коридора аэротенка - смесителя длиной 100 м, шириной 9 м с интенсивностью аэрации 10 м³/(м²ч) при допускаемой неравномерности подачи воздуха 15 %.

Интенсивность подачи воздуха на 1 м длины коридора

J¢¢_a = J¢_db = 10^.9 = 90 м³/(м²×ч).

Указанная интенсивность при перепаде 1,5 кПа (новые пластины) может быть обеспечена установкой трех параллельных рядов фильтросных каналов. Для допустимой неравномерности 15 % при глубине канала 100 мм находим из табл. 11 максимальную длину аэратора на 1 стояк - 88 м. Стояк присоединен к середине обслуживаемого им участка. Для коридора длиной 100 м потребуется таким образом 2 стояка. Полученное данным методом число стояков является минимально допустимым и может быть увеличено из конструктивных соображений.

Следует обратить внимание, что при этом должны быть предусмотрены упругие вставки на температурных швах резервуара аэротенка.

2.12. Эрлифтные аэраторы. При наличии и сточных водах значительных количеств карбонатных солей, смол, жиров, вязких нефтепродуктов и волокнистых веществ, способных вызвать быструю кольматацию пор в мелкопузырчатых пневматических аэраторах, целесообразно применение эрлифтных аэраторов. По эффективности они приближаются к механическим, но не имеют сложного привода и не подвержены засорениям.

Принцип действия эрлифтных аэраторов совмещают в себе среднепузырчатую аэрацию с помощью сжатого воздуха в эрлифте и дополнительную аэрацию при изливе струи через кромку водослива (рис. 14). Конструкция этих аэраторов разработана ВНИИ ВОДГЕО.

Рис. 14. Схема эрлифтного аэратора

1 - аэрационная решетка; 2 - нижний конус диффузора; 3 - труба диффузора: 4 - верхний конус диффузора с гребенчатым водосливом; 5 - лопатки; 6 - воздухопровод; 7 - опорные стойки

Ориентировочно производительность эрлифтного аэратора Q_m, кг/ч по кислороду определяется по уравнению

,                                              (42)

где h_b - высота кромки водослива, рекомендуется принимать h_b = 0,45 - 0,5 м; d_эp - диаметр трубы аэратора d_эp = (0,6-1) В_а; Н_эp - глубина погружения аэратора Н_эp = 3,5 - 4 м.

Растворимость кислорода С_а определяется по формуле (38).

Пример расчета. Для подбора эрлифтных аэраторов приведен график (рис. 15). Оптимальный режим работы эрлифтных аэраторов наблюдается при J_a1 = 10-15 м³/(м²×ч) и d_эp = 0,3 - 1,2 м.

Рис. 15. Зависимость удельных энергозатрат и производительности по кислороду от диаметра эрлифтных аэраторов при различных значениях интенсивности аэрации

1 - J_a = 5; 2 - J_a = 10; 3 - J_a = 15 м³/(м²×ч)

Исходные данные: тип сооружения - аэротенк-смеситель первой ступени. БПК сточных вод L_en = 550 мг/л; L_ех = 137 мг/л; расчетный расход q_W = 40000 м^з/cyт = 1667 м³/ч; период аэрации t_aim = 3 ч; растворимость кислорода С_а = 9 мг/л; концентрация растворенного кислорода в аэротенке С_о = 2 мг/л; ширина коридора аэротенка b = 9 м.

В данном случае принят d_эp = 0,1b, т.е. d_эp = 0,19 = 0,9 м, J_a1 = 15 м³/(м²×ч).

Объем аэротенка W_aim = q_Wt_aim = 1667^.3 = 4999 м³.

По рис. 15 при J_a1 = 15 м³/(м²×ч) производительность по кислороду этого типоразмера аэратора приближенно составит 65 кг/ч.

Для определения необходимого числа эрлифтных аэраторов может быть использована формула (65) СНиП 2.04.03-85

Следует принять N_ma = 18 ед. При общей длине коридоров аэротенка L_a = W_aim/H_atb = 4999/(4,5×9) = 123 м.

Расстояние между аэраторами l₁ = 123/18 = 6,86 м. Расход воздуха Q_B1 на один аэратор при J_a1 = 15 м³/(м²×ч).

Q_B1. = J_a1 bl₁ = 15×9×6,86 = 926 м³/ч = 257 л/с.

Окситенки

2.13. Окситенки представляют собой комбинированные сооружения, в конструкции которых предусмотрены зоны окисления и илоотделения, сообщающиеся между собой с помощью циркуляционных окон и щелей. Зона окисления оборудуется механическим аэратором, системой автоматической подпитки кислорода и стабилизации кислородного режима (рис. 16). Окситенки работают в режиме реактора-смесителя. Они могут применяться для полной и неполной очистки городских и производственных сточных вод.

Рис. 16. Схема окситенка

1 - резервуар; 2 - полупогружная перегородка; 3 - корпус зоны реакции, 4 - кислородопровод. 5 - механический аэратор; 6 - стояк сброса газа; 7 - привод илоскреба, 8 - кислородный датчик; 9 - зона илоотделения; 10 - решетка илоскреба; 11 - водослив водосборного лотка; 12 - донная циркуляционная щель; 13 - подводящий дюкер; 14 - циркуляционные окна

Институт Союзводоканалпроект разработал проекты окситенков диаметром 10, 22 и 30 м, в которых зоны окисления и илоотделения равны между собой по объему.

2.14. При расчете окситенков определяются необходимые объемы зоны окисления и илоотделения, размеры турбины аэратора частота ее вращения и мощность привода при заданной эффективности использования кислорода.

2.15. Исходные данные для расчета окситенков аналогичны тем, которые необходимы при применении аэротенков. Для примера рассмотрим случай, при котором расход сточных вод q_W = 1667 м³/ч; БПК_полн исходной воды L_en = 400 мг/л: БПК_полн очищенной воды L_ех = 15 мг/л.

Сточная вода представляет собой смесь промышленной и бытовой и по составу близка к городской, поэтому кинетические константы могут быть взяты из табл. 40 СНиП 2.04.03-85  = 85 мг БПК_долн/(г×ч); K_l = 33 мг/л; K₀ = 0,625 мг/л;  = 0,07 л/г.

Доза ила и концентрация кислорода определяются в результате технико-экономических расчетов. Для окситенков эти параметры находятся в следующих пределах: a_i = 5 - 12 г/л, С_o = 6 - 12 мг/л.

В данном случае в первом приближении принято a_i = 6 г/л, С_o = 8 мг/л.

В начале определяется удельная скорость окисления по формуле (49) СНиП 2.04.03-85

 = =18,25 мг^.БПК_полн/(г×ч).

Период пребывания в зоне реакции определяется по формуле (48) СНиП 2.04.03-85

t_aim == 5,02 ч.

Суммарный объем зон реакции окситенков, м³.

W_O = q_wt_aim = 1667^.5,02 = 8368 м³.

Приняв окситенки D_О = 22 м, глубиной Н_О = 4,5 м, с общим объемом, равным:

W_O1 = 0,785 Н_О^. = 0,785×22²×4,5 = 1708 м³

получим объем зоны реакции

W_a1 = W_O1/2 = =854 м³

Далее рассчитаем диаметр зоны реакции по формуле, м:

.                                                        (43)

Затем количество окситенков

n_O = W_O/ W_a1 = 8368/854 = 9,718 ед.

Согласно расчетам принимаем n_O = 10 ед.

2.16. Для определения седиментационой характеристики ила по формуле (53) СНиП 2.04.03-85 рассчитываем нагрузку на ил

q_i = (400 - 15) 24/6×5,02(1 - 0,3) = 438 мг^.БПК_полн/(г×сут).

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при q_i = 438 величина илового индекса J_i = 85 см³/г. С учетом снижения его за счет кислорода J_i = 85/1,4 = 60,7 см³/г.

По табл. 45 СНиП 2.04.03-85 в зависимости от величины параметра (a_iJ_i) определяем допустимую гидравлическую нагрузку на илоотделитель; для a_iJ_i = 6^.60,7 = 364, при котором q_ms = 1,4 м³/(м²×ч).

Необходимая площадь илоотделителей окситенков

F_тs = q_w/ q_ms = = 1140 м².

Фактическая площадь илоотделителей

F_Oi = W_O1/2H_O = 1708/(2^.4,5) = 1900 м²

что значительно превышает необходимую величину, поэтому дозу ила можно несколько увеличить.

2.17. Во втором приближении принимается доза ила a_i = 8 г/л, остальные параметры остаются неизменными и расчет повторяется в прежней последовательности. По формуле (49) СНиП 2.04.03-85

 = 16,62 мг /(г×ч).

По формуле. (48) СНиП 2.04.03-85

t_aim = (400-15)/[8(1-0,3)16,62] = 4,13 ч.

Объем зон реакции окситенков W_a = 1667×4,13 = 6895 м³. Количество окситенков n_O = 6895/854 = 8,07 ед. Можно принять n_O = 8 ед. По формуле (53) СНиП 2.04.03-85

q_i = (400-15)^.24/[8^.4,13 (1-0,3)] = 399,5 мг/(г×сут)/

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 при q_i = 399,5 мг/(г×сут), J_i = 80 см³/г, с учетом влияния кислорода J_i = 80/1,4 = 57 см³/г, величина a_iJ_i = 8^.57 = 456, при котором по табл.45 СНиП 2.04.03-85 q_ms = 1 м³/(м²×ч)

Необходимая площадь илоотделителей окситенков F_тs = 1667/1 = 1667 м²

Фактическая площадь илоотделителей F¢_тs = 6895/4,5 = 1532 м², что соответствует необходимой величине.

2.18. Производительность аэратора по кислороду Q_ma, кг/ч, при использовании технологического 95 %-ного кислорода определяется по формуле

,                       (44)

где С_а - концентрация насыщения воды кислородом, мг/л, в стандартных условиях по формуле (38) (в данном случае С_a = 10 мг/л); К_т и K₃ - коэффициенты, учитывающие температуру и состав сточных вод, определяются по п. 6.157 СНиП 2.04.03-85.

Например, при температуре воды 12 °С К_т = 1+0,02(12 - 20) = 0,84. Для смеси промышленных и городских вод K₃ = 0,7. Коэффициент использования кислорода в окситенке принимается в пределах  = 0,85-0,95.

Концентрация растворенного кислорода в зоне реакции определяется технико-экономическим расчетом. Для окситенков оптимальные значения С_о = 6-12 мг/л. В данном случае С_о = 8 мг/л.

Скорость потребления кислорода рассчитывается с учетом БПК исходной и очищенной воды и производительность одного окситенка по формуле, кг/ч:

.                                                                        (45)

Для данного случая

 = (400 - 15) 1667/1000×8 = 80 кг/ч.

Приняв  = 0,9; C_o = 8 мг/л,

Q_ma = 10×80/1000×0,84×0,7[0,174(1-0,9)/0,9-8/1000] = 119 кг/ч.

Исходя из конструктивных соображений, принимается диаметр турбины механического аэратора d_а = 2 м. Параметры механических аэраторов приведены в табл. 13.

Таблица 13

Для аэратора с d_a = 2 м, работающего на воздухе, производительность по кислороду составляет Q_m = 33,5 кг/ч, мощность (нетто) N_m = 11,8 кВт, частота вращения n_m = 38 мин^-1.

Поскольку Q_m аэратора недостаточна, следует повысить скорость его вращения и соответственно увеличить мощность привода.

Необходимая частота вращения n_O, мин^-1, определяется по формуле

n_O = n_m,                                                                                                                     (46)

т.е.

n_O =  = 72 мин^-1.

Мощность (нетто) на валу N_O, кВт, рассчитывается по формуле

N_O = ,                                                                                           (47)

для рассматриваемого примера

N_O = 11,8^.72²/38² = 42,3.

Мощность привода аэратора (брутто) при его КПД  = 0,7

N_Ob = No/ = 42,3/0,7 = 60,5 кВт.

Интенсивность перемешивания механического аэратора оценивается по величине донной скорости Jо, м/с, в наиболее удаленной точке зоны его действия, величина которой должна быть не менее 0,2 м/с и рассчитывается по формуле

,

где H_a и В_a - глубина и ширина зоны реактора.

Для рассматриваемого примера при В_a = D_r = 15,5 м; Н_а = 4,5 м, донная скорость будет равна:

J_о = = 0,7 м/с,

что значительно выше требуемой величины, и, следовательно, перемешивание будет обеспечено.

2.19. Расход кислорода определяется с учетом расхода сточных вод, БПК_полн исходной и очищенной воды и эффективности использования кислорода. Весовой расход кислорода рассчитывается по формуле

.

Для рассматриваемого примера

 = 713 кг/ч.

Объемный расход

Q¢_o = Q_o /,

где плотность 1 м³ кислорода при нормальном давлении  = 1,43 кг/м³. Для условий примера Q¢_o = 713/1,43 = 498,7 м³/ч.

2.20. При подборе оборудования можно использовать технико-экономические показатели установок разделения воздуха (по данным Гипрокислорода) которые приведены в табл. 14.

2.21. Применение окситенков экономически целесообразно при получении кислорода по себестоимости от действующих кислородных цехов предприятий азотной, нефтехимической, коксохимической и других отраслей промышленности, а также при строительстве собственных кислородных установок в составе очистных сооружений.

Экономический эффект от применения окситенков с собственными кислородными установками по сравнению с аэротенками при очистке городских сточных вод возрастает с повышением производительности очистных сооружений.

Таблица 14

Примечание. Производительность и себестоимость даны при нормальном давлении кислорода при температуре 20 °С. Содержание кислорода не ниже 99,5 %.

Ориентировочные величины экономического эффекта для этих условий приведены в табл. 15.

Таблица 15

Аэротенки с флотационным илоотделением для очистки производственных сточных вод

2.22. Технологическая схема очистки производственных сточных вод с флотационным разделением иловой смеси предназначается для полной, и глубокой биологической очистки производственных сточных вод.

Рекомендуется двухстепенная очистка, в которой на первой ступени используются аэротенки-смесители, работающие с высокой дозой ила, и разделение иловой смеси в напорных флотаторах на второй ступени - секционированные аэротенки-вытеснители и вторичные отстойники.

Схемы с флотационным разделением иловой смеси могут быть применены при строительстве новых и при реконструкции существующих очистных сооружений.

При проектировании целесообразно использовать комбинированные сооружения аэротенков I и II ступени, между которыми располагается флотационный илоотделитель (рис. 17).

Рис. 17. Схема аэротенка с флотационным илоотделителем для очистки производственных сточных вод

1 - резервуар аэротенка; 2 - центробежной насос; 3 - сатуратор; 4 - дросселирующая арматура; 5 - флотационный илоотделитель; 6 - трубопровод подачи воды на II ступень; 7 - вторичный отстойник; 8 - сброс очищенной воды; 9 - аэротснк II ступени; 10 - ячейки аэротенка II ступени; 11 - аэротенк I ступени; 12 - подача исходной воды; 13 - регенератор; 14 - подача возвратного ила; 15 - опорожнение флотатора.

Применение аэротенков с флотационным илоотделением, экономически целесообразно для очистки производственных сточных вод с БПК_полн более 400 мг/л биологически трудноокисляемых загрязнений сточных вод, для которых необходимый период аэрации превышает 16 ч. При преимущественном развитии в аэротенках, так называемых «вспухающих» активных илов с иловым индексом более 200 см³/г, применение напорной флотации имеет преимущества перед отстаиванием.

Применение двухступенчатых аэротенков с флотационным разделением иловой смеси целесообразно для сточных вод химической, нефтехимической, микробиологической, гидролизной, дрожжевой, медицинской, пищевой и других отраслей промышленности на станциях любой производительности. Причем экономическая эффективность этих схем повышается при увеличении производительности станции.

Принцип действия и схемы аэротенков с флотационным илоотделением

2.23. Разделение напорной флотацией основано на всплывании частиц активного ила вместе с мельчайшими пузырьками воздуха, которые выделяются из иловой смеси после насыщения ее воздухом под давлением.

Преимущества напорной флотации для разделения иловой смеси по сравнению с общепринятым в настоящее время вторичным отстаиванием заключается в том, что процесс биологической очистки интенсифицируется в результате увеличения окислительной мощности аэротенка первой ступени как за счет увеличения рабочей дозы ила, так и при увеличении нагрузки на ил в результате сокращения времени пребывания во флотаторе. При этом уменьшается объем сооружений для разделения иловой смеси и в них создаются аэробные условия, что позволяет получить более глубокую очистку сточных вод.

За счет уменьшения площади аэротенков первой ступени и увеличения их окислительной мощности значительно улучшаются условия аэрации и снижается удельный расход воздуха; увеличивается активность микроорганизмов ила первой ступени в результате дробления его в дросселирующей аппаратуре.

Для достижения максимальной эффективности процесса первая ступень аэротенка оборудуется регенератором активного ила, вторая выполняется в виде ячеистого реактора-вытеснителя с 4-6 секциями. Первая ступень работает с высокими дозами ила (или большой нагрузкой на ил), вторая - предназначена для доочистки воды и улучшения седиментационных свойств активного ила.

После второй ступени иловая смесь разделяется в обычном отстойнике. Аэротенк с флотационным разделением ила состоит (см. рис. 17) из аэрационного резервуара, разделенного флотационным илоотделителем на две ступени, первая ступень оборудована регенератором активного ила, вторая - разделена на ячейки. Флотационный илоотделитель оборудован центробежным насосом и эжектором для подсоса воздуха, сатуратором для растворения воздуха и дросселирующей арматурой.

Сооружение работает следующим образом: неочищенная сточная жидкость поступает в первую ступень, смешивается с регенерированным активным илом, выходящим из ячейки и освобождается от основной массы загрязнений в результате происходящих в первой ступени процессов сорбции и окисления. Затем иловая смесь забирается высоконапорным насосом из конца первой ступени, насыщается воздухом в сатураторе и выпускается через дросселирующее устройство во флотационный илоотделитель в котором при снижении давления с 0,3-0,6 МПа до атмосферного происходит интенсивное всплывание воздушных пузырьков вместе с частицами активного ила. Выделенный в виде пены активный ил направляется в регенератор, где сорбированные загрязнения окисляются при высокой концентрации активного ила 25-30 г/л. Регенерированный ил смешивается затем с поступающей сточной жидкостью. Цикл повторяется. При работе первой ступени без регенератора предусмотрена возможность подачи части сточных вод в ячейку.

Осветленная во фотационном илоотделителе иловая смесь с содержанием взвеси 100-300 мг/л по трубопроводу выпускается во вторую ступень аэротенка, где происходит процесс доочистки сточных вод при нормальной нагрузке на ил. Аэротенк второй ступени разделен перегородками с отверстиями на 4-6 ячеек. На последней ячейки иловая смесь поступает в отстойник. Очищенная вода сбрасывается с установки, циркуляционный ил возвращается в первую ячейку второй ступени.

Избыточный ил из отстойника второй ступени направляется на первую ступень, проходит флотационный илоотделитеаль и вместе с избыточным илом первой ступени направляется в уплотнитель, в котором происходит дальнейшее снижение влажности пены до 92-94 %.

Осветленная надиловая вода из уплотнителя направляется по возможности самотеком во вторую ступень аэротенка или (как вариант) сбрасывается в поток осветленной воды, выходящей из отстойника второй ступени. Следует предусмотреть подачу части неочищенной сточной жидкости (10 % общего расхода) в первые две ячейки второй ступени.

Для первой ступени рекомендуется применять флотационный илоотделитель с цилиндрическими насадками и вращающимся водораспределителем (см. разд. 4).

2.24. Для расчета аэротенков с флотационным илоотделением необходимы следующие исходные данные: расход сточных вод, начальная и конечная БПК_полн сточных вод, значения констант в формуле (42) СНиП 2.04.03-85 ; K_i; К_о; .

Доза ила в аэротенке первой ступени и концентрация растворенного кислорода должны определяться на основании технико-экономических расчетов. Ориентировочно она может быть определена по формуле (48) в зависимости от величины илового индекса, г/л,

a_i, = 1,3/(0,05+0,00152J_i).                                                                            (48)

Величину БПК_полн в воде после аэротенка первой ступени L¢_ex следует принимать 80-130 мг/л. Продолжительность прерываний в аэротенке первой и второй ступенях рассчитывать по формулам (48) и (50) СНиП 2.04.03-85, удельную скорость окисления по формуле (49) СНиП 2.04.03-85 степень рециркуляции ила для аэротенков второй ступени по формуле (52) СНиП 2.04.03-85 константы процесса ; K_i, К_о и  из табл. 40 СНиП 2.04.03-85.

Концентрация сфлотированного уплотненного ила a_f, г/л, определяется по уравнению

,                                                                                            (49)

где иловый индекс принимается по данным табл. 41, СНиП 2.04.03-85.

Коэффициенты «а» и «b» принимаются в зависимости от продолжительности уплотнения сфлотированного ила, которую следует принимать 2-3 ч.

Степень рециркуляции активного ила на первой ступени определяется в зависимости от требуемой концентрации сфлотированного уплотненного ила, а_f

.                                                                                        (50)

Нагрузка по твердой фазе на зеркало флотационного илоотделителя q_ss кг/(м^2.сут), при оптимальном удельном расходе растворенного воздуха и концентрации активного ила (a_опт) определяется по формуле

q_ss = (50 + 1,5J_i) 1,4/(0,005J_i - 0,07),                                                           (51)

Суммарное количество твердой фазы, подвергаемой флотации, кг/сут;

.                                                                                       (52)

Суммарная площадь флотационных илоотделителей F_f, м²,

.                                                                                               (53)

Гидравлическая нагрузка q_m,_i, м³/(м²×ч).

q_m,_s = q_W /24F_f.                                                                                              (54)

Продолжительность пребывания воды t_szf в отстойной зоне (ниже водораспределителя) принимается равной 0,4-0,6 ч, высота отстойной зоны определяется по формуле H_szf, м:

H_szf = t_szf q_m,_i.                                                                                                 (55)

Глубина зоны уплотнения H_т (выше водораспределителя) принимается 2-2,5 м. Разность отметок водосливов водосборного и пеносборного лотков флотационного илоотделителя 40-50 мм, предусматривается регулировка положения отметки пеносборного лотка.

Уклон дна пеносборного лотка принимать в пределах 0,1-0,05. Hacoc для подачи иловой смеси на флотатор устанавливается под заливом, гидростатический напор перед насосом должен поддерживаться постоянный и составлять не более 2,5-3 м, забор воды осуществляется непосредственно из аэротенка первой ступени.

Остальные конструктивные особенности флотатора приведены в гл. 4.

Пример расчета аэротенка с флотационным илоотделителем

2.25. Исходные данные: расход сточных вод q_W = 40000 м³/сут.

Сточные воды химкомбинатов азотной промышленности с БПК_полн исходной и очищенной воды 500 и 15 мг/л.

По табл. 41 СНиП 2.04.03-85 иловый индекс 120 см³/г.

Доза активного ила a_i, г/л, в аэротенке первой ступени рассчитывается по формуле (48)

а_i = 1,3/(0,05+0,00152^.120) = 5,59.

Концентрация сфлотированного ила а_f, г/л, при продолжительности уплотнения 3ч - по формуле (49)

а_f = 1,6/(0,011+0,000198^.120) = 47,75.

Степень рециркуляции пла R_f - по формуле (50)

R_f = 5,59/(47,65 - 5,59) = 0,132.

Нагрузка по твердой фазе на зеркало флотационного илоотделителя q_ssf, кг/м² сут, определяется по формуле (51)

q_ssf = [(50+1,5×120)×1,4]/(0,005×120 - 0,07) = 475.

Суммарное количество флотируемой твердой фазы G, кг/сут, по формуле (52)

G = 40000×5,59(1 +0,132) = 253115.

Суммарная площадь флотационных илоотделителей F_f, м² - по формуле (53)

F_f = 253115/475 = 532,9.

Рационально принять 4 флотатора диаметром 13 м.

Гидравлическая нагрузка на флотаторы q_ms, м³/(м²×ч), по формуле (54)

q_ms = 40000/24^.532,9 = 3,13.

При продолжительности пребывания воды в отстойной зоне 0,5 ч, ее высота H_szf, м, по формуле (55) составит

H_szf = 0,5×3,13 = 1,57.

Глубина зоны уплотнения принимается равной 2,5 м.

Высота зоны распределения жидкости 0,3 м.

Гидравлическая глубина флотационного илоотделителя составит 1,57+2,5+0,3 = 4,37 м.

Аэротенки с флотационным разделением иловой смеси для очистки городских сточных вод

2.26. Для очистки городских сточных вод взамен вторичных отстойников применяются аэротенки с флотационным разделением иловой смеси с одноступенчатой схемой флотации.

Применение напорной флотации для разделения иловой смеси приводит к значительному сокращению объема сооружений.

В данных условиях возможно применение горизонтального флотационного илоотделителя (рис. 18), который совмещается с аэротенком обычной конструкции, откуда иловая смесь во флотационный резервуар поступает самотеком. Туда же через распределительную систему вводится предварительно насыщенная воздухом под давлением вода. Комплекс (пузырек воздуха-флокула) активного ила поднимается на поверхность флотационного резервуара, образуя слой сфлотированного ила.

Рис. 18. Схема горизонтального флотационного илоотделения

1 - подача иловой смеси; 2 - лоток для сбора сфлотированного ила; 3 - скребковый механизм для удаления сфлотированного ила; 4 - подвесная перегородка; 5 - водослив; 6 - лоток осветленной воды; 7 - флотационный резервуар; 8 - распределительная система насыщенной воздухом воды

Осветленная вода отводится из нижней части флотационного резервуара с помощью дырчатой трубы или через зазор под подвесной стенкой через регулируемый водослив в канал осветленной воды, а затем по трубопроводу в контактные резервуары.

Сфлотированный ил скребком удаляется с поверхности флотационного резервуара в лоток, откуда циркулирующая часть активного ила возвращается в аэротенк, а избыточная часть направляется на дальнейшую обработку.

Для получения насыщенной воздухом воды часть осветленной воды подводится к насосу (рис. 19). С помощью насоса вода под давлением подается в напорный бак. Туда же компрессором подводится сжатый воздух. В напорном баке воздух растворяется в воде практически до полного ее насыщения. Насыщенная воздухом вода по трубопроводу подводится к распределительной системе флотационного резервуара (см. рис. 18).

Рис. 19. Схема узла насыщения рециркулирующей части осветленной воды

1 - трубопровод отвода насыщенной воздухом воды; 2 - напорный бак; 3 - компрессор; 4, 11 - обратный клапан; 5 - вентиль; 6, 9 - расходомер; 7 - манометр; 8 - эжектор; 10 - клапан регулирующий; 12 - насос; 13 - предохранительный клапан; 14 - уровнемер; 15 - трубопровод опорожнения

2.27. Флотационный резервуар рассчитывается на суммарный расход сточной воды, рециркулирующего ила и насыщенной воздухом воды. Время пребывания суммарного расхода принимается равным 40 мин.

Узел насыщения (напорный бак, насос, компрессор) и трубопроводы подачи и распределения насыщенной воздухом воды рассчитываются из условия обеспечения давления насыщения 0,6-0,9 МПа, продолжительности насыщения - 3-4 мин и расхода насыщенной воздухом воды в зависимости от давления и рабочей дозы ила (табл. 16). Расход воздуха составляет 20-30 % расхода насыщаемой воды при давлении 0,6-0,9 МПа соответственно.

Таблица 16

Примечание. Для промежуточных значений давления насыщения расход воды определяется интерполяцией.

Степень осветления очищенных сточных вод зависит от удельного расхода воздуха и следовательно, от давления насыщения. При удельном расходе воздуха 4-6 л/кг сухого вещества ила содержание взвешенных веществ в осветленной воде не превышает 15 мг/л; при удельном расходе воздуха 9-10 л/кг сухого вещества ила - не более 5 мг/л.

Флотационные резервуары в плане могут быть прямоугольными, а при реконструкции существующих отстойников - круглыми с радиальным движением воды.

Конструктивные параметры прямоугольных резервуаров: рабочая глубина 2-4 м, общая высота на 0,4-0,5 м больше глубины.

Отношение ширины к длине от 1:3 до 1:5. При ширине более 3 м рекомендуется установка продольных (ненесущих) перегородок для обеспечения равномерного движения воды и работы скребковых механизмов.

Расстояние под подвесной перегородкой определяется из условия движения воды в этом сечении со скоростью в пределах 0,8-1,2 м/с.

Объемы аэротенков принимаются в соответствии с п. 6.143 СНиП 2.04.03-85. При определении периода аэрации, удельную скорость окисления надлежит принимать по табл. 17, дозу активного ила по табл. 18.

Таблица 17

Таблица 18

Расход рециркуляционного ила при концентрации сфлотированного ила 30 г/л может быть принят по табл. 18.

Перекачку активного ила рекомендуется осуществлять эрлифтами. Для определения количества воздуха, необходимого для перекачки активного ила, ориентировочно можно принять расход воздуха 1 м³/м³ ила.

Прирост ила в схеме полной биологической очистки следует принимать по СНиПу по аналогии с окситенками.

Пример расчета аэротека с флотационным разделением иловой смеси для городских сточных вод

2.28. Исходные данные: расход сточных вод q_w = 4160 м³/ч; БПК_полн начальное и конечное L_еn,ai 200 мг/л, L_ex = 15 мг/л; содержание взвешенных веществ начальное и конечное 150 и 15 мг/л соответственно.

Период аэрации, ч:

t_atm = (200-15)/5 (1 - 0,25) 24 = 2,06,

где принимается r по табл. 17, и а - по табл. 18.

Объем аэротенков

W_ai =4160×2,06 = 8600 м³.

Расход воздуха на аэрацию рассчитаем, по формуле (61) СНиП 2.04.03-85 при q₀q_h = 1,1 мг/мг, K₁K_т = 2; при f_аэр/F_аэр = 0,5; K₂K_г/л = 2,52; при h_ha = 4 м, K_тK_т = 1, K_зK_кв = 0,85, С_а = 10,8 мг/л, С_о = 2 мг/л,

 м³/м³.

Расход воздуха Q_air = 5,4×4160 = 22500 м³/ч.

Интенсивность аэрации

J_a = q_aH_a/t_air = 5,4×4/2,06 = 10,5 м³/(м²×ч),

что выше J_{a min}.

Циркуляционный расход q_r = 20 % от q_w (табл.18); Q_r = 4160´0,2 = 832 м³/ч.

Расход иловой смеси Q_ис = 4160+832 = 4992 м³/ч.

Расход насыщенной воздухом осветленной сточной воды Q_н определяется по табл.16. При а_i = 5 г/л и давлении насыщения 0,6 МПа Q_н = 19 % от Q_ис

Q_н = 4992×0,19 = 950 м³/ч.

Расход Q_ф, м³/ч, через флотационный резервуар

Q_ф = 4992 + 950 = 5942.

Объем флотационного W_ф, м³, резервуара при времени пребывания 40 мин

W_ф = 5942  = 3960.

Рабочий объем напорного бака принимается равным 50 м³. Общий объем сооружений W_c, м³, биологической очистки:

W_c = 8600 + 3960 + 50 = 12610.

Насос подбирается на производительность 950 м³/ч и напор 0,6 МПа.

Компрессор подбирается на производительность 190 м³/ч и давление 0,6 МПа.

Удаление из сточных вод соединений азота

2.29. Процесс глубокой нитрификации сточных вод, содержащих NH, независимо от исходной концентрации аммонийного азота эффективно протекает в аэротенках-смесителях при соблюдении строго определенного возраста активного ила, который для различных условий может измениться от 5 до 70 и более сут.

При осуществлении процесса нитрификации в отсутствии или недостатке органического субстрата для построения биомассы нитрифицирующих микроорганизмов требуется искусственная добавка источников неорганического углерода в виде НСО или СО₂ из расчета 2 мг-экв на 1 мг-экв окисленного аммонийного азота.

Оптимальная величина рН для нитрифицирующих микроорганизмов составляет 8,4, оптимальная температура 30 °С. При температуре менее 30 °С наблюдается снижение скорости нитрификации. Процесс нитрификации может осуществляться как в присутствии органических веществ, так и в их отсутствии. Особое внимание следует обратить на присутствие в сточных водах веществ, тормозящих или полностью ингибирующих нитрификацию, в частности свободного аммиака и тяжелых металлов.

Для удаления из воды окисленных форм азота (NО и NO) осуществляют денитрификацию, т.е. восстановление нитритов и нитратов до молекулярного азота. Этот процесс может быть реализован при наличии в воде определенного количества органического субстрата, окисляемого сапрофитными микроорганизмами до CO₂ и Н₂О за счет кислорода азотсодержащих соединений. При денитрификации обеспечивается очистка сточных вод одновременно от биологически окисляемых органических соединений и от соединений азота (NО и NO). Наиболее эффективно процесс денитрификации протекает при рН = 7-7,5, при рН выше 9 и ниже 6 процесс затормаживается.

В качестве органического субстрата в процессе денитрификации могут быть использованы любые биологически окисляемые органические соединения (углеводы, спирты, органические кислоты, продукты распада белков, избыточный активный ил и т.д.). Источником углеродного питания при очистке сточных вод методом денитрификации могут быть исходные или прошедшие очистку в первичных отстойниках сточные воды, а также органосодержащие производственные сточные воды, предпочтительно не содержащие аммонийного, органического и белкового азота.

Необходимое соотношение величины БПК в сточных водах к нитратному азоту ориентировочно равно 4:1.

Для процессов нитрификации и денитрификации могут быть использованы обычные сооружения биологической очистки: аэротенки и биофильтры.

При удалении соединений азота из сточных вод могут применяться различные схемы очистки: одностадийные, двух или трехстадийные. В каждой схеме процесс денитрификации может осуществляться в начале, середине или конце сооружения, с искусственной добавкой субстрата (например, метанола) или с использованием субстрата сточных вод, с проведением процесса денитрификации в аэробных или анаэробных условиях, с дополнительной рециркуляцией иловой смеси в начало резервуара из его конца или из вторичного отстойника, а также из одной ступени в другую. Во всех схемах на завершающей стадии устраивают, как правило, аэрацию иловой смеси продолжительностью не менее 1-2 ч для отдувки газообразного азота и более глубокого окисления аммонийного азота. Для удаления из сточных вод соединений азота возможно применение специально разработанных для этих целей сооружений типа циркуляционных каналов, в которых создаются аэробные и анаэробные участки за счет рассредоточенного расположения поверхностных механических аэраторов. Возможно осуществление процесса в аэротенке-смесителе при попеременном (цикличном) аэрировании и перемешивании иловой смеси в течение короткого времени (1-1,5 ч) при соблюдении необходимого времени пребывания сточной жидкости в сооружении. Для перемешивания иловой смеси могут быть использованы лопастные мешалки с горизонтальной или вертикальной осью вращения, гидравлическое перемешивание, а также перемешивание воздухом с малой интенсивностью, подаваемым дырчатыми трубами или открытыми стояками.

При отсутствии токсичных загрязнений (особенно для нитрификации) могут применяться секционированные вытеснители с последовательно работающими аэробными и анаэробными секциями и подачей в секции денитрификации соответствующего количества органического субстрата или исходной сточной жидкости.

2.30. Аэротенки-тарификаторы целесообразно применять при отсутствии в сточных водах посторонних органических примесей например, дренажных вод жидкостей из накопителей производственных отходов, содержащих NН. Для поддержания стабильной очистки не допускается суточное изменение концентрации N-NН в поступающей жидкости более ±5 %. Процесс нитрификации следует осуществлять в аэротенке-cмесителе при невысокой степени очистки воды (2-4 мг N-NН очищенной воды).

При расчете процессов нитрификации сточных вод необходимо вначале определить минимальный возраст активного ила, при котором обеспечивается требуемая остаточная концентрация аммонийного азота.

Ориентировочно концентрацию нитрифицирующего ила при требуемом его возрасте следует определять по табл. 19, в которой представлены данные по количеству нитрифицирующих микроорганизмов (a_is, г/л) при количестве окисленного аммонийного азота (С_n) 20 мг N-NН за 24-часовой период обработки воды при температуре 20 °С, а также данные по приросту ила и удельной скорости окисления аммонийного азота. При других количествах окисленного аммонийного азота С_n и продолжительности очистки t дозу нитрифицирующего ила следует определять по формуле

.                                                                                        (56)

Минимальное время обработки в аэротенке-смесителе сточных вод, не содержащих органических веществ, 10-12 ч. Вынос нитрифицирующего ила из вторичных отстойников должен быть не более 20 мг/л, т.е. его прирост должен быть не менее этой величины, с целью сохранения нитрифицирующего ила в системе.

Таблица 19

Для более эффективного задержания нитрифицирующего ила целесообразно размещение тонкослойных блоков в конце аэротенков.

Следует отметить, что вследствие весьма малой скорости роста нитрифицирующих микроорганизмов существует критическая минимально возможная суммарная концентрация аммонийного и органического азота С_{nen min} в поступающей воде, ниже которой осуществление процесса нитрификации в аэротенке с заданным эффектом становится практически невозможным из-за ограничений работы вторичных отстойников при возврате в нитрификатор необходимого количества нитрифицирующего ила.

Минимальная допустимая концентрация С_{nen min} при заданном возрасте ила Т в зависимости от допустимого выноса нитрифицирующего ила из вторичных отстойников а_t, мг/л, определяется выражением

С_{nen min} = 0,02 а_t T/a_is.                                                                                    (57)

Для обеспечения эффективной нитрификации аммонийного азота при меньших начальных его концентрациях целесообразно вводить дополнительное количество неконсервативных легкоокисляемых органических веществ, например, метанола или неочищенной бытовой сточной жидкости.

Процесс нитрификации следует осуществлять при оптимальном значении рН, равном 8,4. При других значениях рН и той же температуре удельные скорости снижаются. Приведем значения К_рН при различных величинах рН:

В общем случае при расчете аэротенков с нитрификацией сточных вод необходимо знание удельной скорости роста нитрифицирующих микроорганизмов, которая зависит от рН и температуры жидкости, концентрации растворенного кислорода в иловой смеси и аммонийного азота в очищенной жидкости, а также от наличия токсичных для нитрификации компонентов.

Удельная скорость роста тарификаторов , сут^-1, определяется по формуле

,                                                             (58)

где К_рН - коэффициент, учитывающий влияние рН;

К_Т - коэффициент, учитывающий влияние температуры жидкости;

К_ос - коэффициент, учитывающий влияние концентрации растворенного кислорода, который определяется по формуле

К_ос = С_о/(К_о+С_о).                                                                                         (59)

Кс - коэффициент, учитывающий влияние токсичных компонентов;

 - максимальная скорость роста нитрифицирующих микроорганизмов, равная 1,77 сут^-1 при рН = 8,4 и температуре 20 °С;

К_п - константа полунасыщення, мг N - NH₄/л; N - концентрация аммонийного азота в очищенной жидкости.

С_о - концентрация растворенного кислорода в иловой смеси, мг/л;

К_о - константа полунасыщения, равная 2 мг O₂/л.

Коэффициент К_о определяется по формуле

К_о = J/(J + С_i),                                                                                             (60)

где С_i - концентрация ингибитора, мг/л;

J - константа полунасыщенпя, мг ингибитора/л.

Минимальный возраст нитрифицирующего ила  определяется по формуле

.                                                                                                       (61)

Удельная скорость окисления органических веществ , мг/(г×ч), определяется по формуле

.                                                                              (62)

где К_Э - энергетический физиологический коэффициент, мг^.БПК_полн/(г×ч); К_Р - физиологический коэффициент роста микроорганизмов активного ила, мг^.БПК_полн/г;  - возраст ила, сут.

Для городских сточных вод

К_Э = 3,7 мг^.БПК_полп/(г×ч); К_р = 864 мг БПК_полп/г.

Концентрация беззольной части активного ила a_i определяется из формулы (49) СНиП 2.04.03-85, где для городских сточных вод  = 70 мг^.БПК_полн/(г×ч); К_i = 65 мг БПК_полн/л,  = 0,14 л/г; К_о = 0,625 мг/л.

Продолжительность пребывания сточных вод в аэротенке t_atm с нитрификацией аммонийного азота определяется по формуле

t_atm = (L_en-L_ех)/a_i,                                                                                       (63)

Удельный прирост активного ила K_g, мг/(мг^.БПК_полн), определяется по формуле

K_g = 41,7at_atm/(L_en-L_ех),                                                                             (64)

где a - концентрация ила по сухому веществу, г/л.

Суточное количество избыточного ила G, кг/сут, составляет

G = K_g/(L_en-L_ех)Q/1000.                                                                               (65)

Пример расчета аэротенка-нитрификатора

2.31. Исходные данные: расход сточных вод Q = 12000 м³/сут; содержание аммонийного азота в исходной воде С_nen = 150 мг/л, в очищенной воде С_nex = 3 мг/л; температура 20 °С; значение рН = 8,4; концентрация растворенного кислорода равна 4 мг/л.

По формуле (58) определяется удельная скорость роста нитрификаторов , сут^-1;

 = 0,126.

Минимальный возраст ила находим из уравнения (61)

 = 1/0,126 = 7,93 сут.

Принимается  = 8 сут.

Затем определяем концентрацию нитрифицирующего ила a_is. При возрасте ила  = 8 сут, a_is = 0,03 г/л. Удельная скорость нитрификации по табл. 19 составит 34,5 мг/(г×ч).

По формуле (57) определяется минимально допустимая концентрация аммонийного азота в поступающей жидкости C_{nen min} при задаваемом выносе ила из вторичных отстойников С_i = 20 мг/л;

C_{nen min} = 0,02=107 мг/л,

т.e. меньше исходной величины, которая равна 150 мг/л.

Общую дозу ила следует определять исходя из минимального периода аэрации для аэротенков-смесителей, равного 10 ч.

Из уравнения (56) доза нитрифицирующего ила

a_in = 0,53 г/л.

Объем нитрификаторов

W_n = Qt/24 = 5000 м³.

Гидравлическая нагрузка на вторичные отстойники определяется по формуле (67) п. 1.161 СНиП 2.04.03-85.

Пример расчета аэротенка-нитрификатора в присутствии биоразлагаемых органических веществ

2.32. Исходные данные: расход сточных вод 48000 м³/сут; БПК сточных вод L_en = 150 мг/л; аммонийный азот C_nen = 50 мг/л; в очищенной воде (L_en = 8 мг/л); концентрация C_neх = 2 мг/л; температура жидкости 20 °С; концентрация кислорода в аэротенке - 2 мг/л; рН = 7,8.

Характер органических загрязнений аналогичен городским сточным водам. Значения констант при окислении органических веществ и обеспечении глубокой нитрификации:

По формуле (58) наводим

 = 0,051 сут^-1.

Минимальный возраст ила по формуле (61)

1/ = 1/0,051 = 19,6 cyт.

Удельная скорость окисления органических веществ определяется по формуле (62)

 = 3,7+(864×0,0417)/19,6 = 5,54 мг^.БПК_полн/(г×ч).

По формуле (49) п. 6.143 СНиП 2.04.03-85, зная , находим концентрацию беззольной части активного ила при L_еx = 8 мг/л

5,54+5,54^.0,14а_i = 7,41; а_i = 2,42 г/л.

Продолжительность аэрации сточных под t_atm, ч, в аэротенке-смесителе с нитрификацией аммонийного азота определяется по формуле (63)

t_atm = = 10,6.

Концентрация нитрифицирующего ила в иловой смеси при возрасте ила 19,6 сут определяется по данным табл. 19 с использованием формулы (56)

a_in = 1,2×0,055 = 0,3 г/л.

Общая концентрация беззольного ила в иловой смеси аэротенков составляет a_in+a_i = 2,42+0,3 = 2,72 г/л, с учетом 30 % зольности доза ила по сухому веществу составит а = 2,72/0,7 = 3,88 г/л.

Удельный прирост избыточного ила К_g определится по формуле

К_g =  0,62 мг/(мг·БПК_полн).

Суточное количество избыточного ила по формуле (65),

 кг/сут.

Объём аэротенков-интрификаторов

W = = 21200 м³.

Расход подаваемого воздуха рассчитывается по формуле (61), п. 6.157 СНиП 2.04.03-85 с учетом дополнительного слагаемого в числителе

1,1(C_en-C_nex)4,6.

Расчет, денитрификатора

2.33. В качестве денитрификаторов могут применяться как смесители, так и вытеснители. Для осуществления процесса денитрификации в качестве, источника углерода в сточные воды искусственно добавляют биологически неконсервативные, органические вещества (метанол, органические кислоты и т.д.) или исходные сточные воды из расчета 3-6 мг БПК на 1 мг N-NO.

Расчет продолжительности процесса в реакторе-смесителе осуществляются по формуле (48) п. 6.143 СНиП 2.04.03-85.

Удельная скорость , мг/(г.ч), денитрификации рассчитывается по формуле

,                                                           (66)

Продолжительность пребывания в смесителе, ч:

,                                                                                    (67)

в вытеснителе

                                                  (68)

Значения кинетических констант принимаются по данным табл. 20.

Таблица 20

Во всех случаях после денитрификации перед отстойниками необходима аэрация иловой смеси в течение 0,5-1 ч для отдувки газообразного азота.

Пример расчета денитрификатора

2.34. Исходные данные: расход сточных вод q_W = 48000 м³/сут; концентрация нитратного азота 20 мг/л; углеродный субстрат - метанол; концентрация азота в очищенной воде - 9,1 мг/л; иловой индекс - 100 см³/г, зольность ила - 0,3.

Предельная доза денитрифицирующего ила при J_i = 100 см³/г составляет

 г/л.

Удельная скорость в денитрификаторе , мг/(г^.ч), в смесителе по формуле (66)

.

Продолжительность пребывания в денитрификаторе t_atm, ч, по формуле (67)

t_atm = (30 - 9,l)/3(l - 0,3)^.6,94 = 1,43.

Объем реактора W_dn = 48000^.1,43/24 = 2860 м³.

Для создания анаэробных условий перемешивание иловой смеси в денитрификаторе осуществить механическими лопастными мешалками или гидравлическим способом.

Денитрификатор с фиксированной загрузкой

2.35. В качестве загрузки допускается использовать кварцевый песок, гравий, рулонную пластмассу, стекловолокно, а также другие материалы, обладающие высокоразвитой поверхностью и стойкостью к биологическим воздействиям.

При концентрации азота нитратов в поступающей воде менее 50 мг/л рекомендуется устанавливать каркасно-засыпные денитрификаторы; для диапазона концентраций 50<N-NО<100 - гравийные денитрификаторы. При содержании азота нитратов в исходной воде более 100 мг/л - пленочные и денитрификаторы с загрузкой из стекловолокна типа «ерш».

Расчет денитрификаторов с фиксированной загрузкой, работающих в затопленном режиме, производятся по формуле

                                            (69)

где  - время контакта, ч; С - концентрация азота нитратов в исходной воде, мг/л; С - концентрация азота нитратов в очищенной воде, мг/л; K_d - экспериментальный коэффициент, по табл. 21; K_dn - константа Михаэлиса-Ментен, мг/л;  - коэффициент ингибирования процесса денитрификации продуктами метаболизма активного ила, л/г;  - максимальная удельная скорость восстановления азота, нитратов, мг N-NО/(г^.ч) концентрация денитрифицирующего ила, г/л.

Для денитрификации с использованием в качестве углеродного субстрата метанола и этанола значения кинетических констант K_dn, _dn,  установлены экспериментально и определяются по табл. 20 и 21.

Таблица 21

Доза денитрифицирующего ила в сооружении зависит от концентрации азота нитратов в исходной воде и необходимой степени очистки. Для расчетов принимаются средние значения a в соответствии с данными табл. 22.

Таблица 22

Объем рабочей части сооружения, заполненного загрузкой, подсчитывается как произведение

.                                                                                                            (70)

где q_W - расход нитратсодержащих сточных вод, м³/ч.

Расчетные параметры денитрификаторов с фиксированной загрузкой следует принимать по табл. 23.

Регенерацию загрузки каркасно-засыпного и гравийного денитрификаторов следует осуществлять обратным током исходной или очищенной воды.

Таблица 23

Пример расчета денитрификатора с фиксированной загрузкой

2.36. Исходные данные: расход сточных вод, q_w = 200 м³/ч; концентрация азота: нитратов в поступающей воде - 300 мг/л; углеродный субстрат - этанол; концентрация азота нитратов в очищенной воде - 10-мг/л; конструкция денитрификатора - с загрузкой из стекловолокна.

Время контакта сточных вод ,ч, с загрузкой определяется по формуле (69)

 = 4,4.

Объем загрузки W = 200×4,4 = 880 м³.

Удаление из сточных вод соединений фосфора

2.37. Одним из приемов предупреждения эвтрофирования водных объектов является удаление из очищенных сточных вод фосфора. В процессе обычной биологической очистки соединения фосфора удаляются не полностью. Благодаря бактериальному воздействию полифосфаты превращаются в ортофосфаты. Если в неочищенных исходных городских сточных водах примерно две трети общего содержания фосфора обусловлено присутствием полифосфатов, а одна треть ортофосфатов, в биологически очищенных сточных водах имеет место обратное соотношение.

Для удаления из сточных вод соединений фосфора применяют реагентную обработку, в процессе которой снижение содержания ортофосфатов происходит в результате химического взаимодействия вводимого реагента с ионами РО с образованием нерастворимых соединений, выпадающих, в осадок, и в результате сорбции, соединений фосфора хлопьями гидроксидов металлов.

В качестве реагентов могут быть использованы традиционные минеральные коагулянты, применяемые в практике водоподготовки: сернокислое железо Fe³⁺, сернокислый алюминий, железный купорос. Можно также использовать отходы производств, содержащие соли Fe²⁺, Fe³⁺ и Al³⁺, не токсичные для биологического процесса.

Иногда в качестве реагента применяется известь. Однако из-за необходимости повышения величины рН воды до 11 и последующей нейтрализации очищенных сточных вод, а также возможного образования отложений: углекислого кальция на поверхности трубопроводов, загрузке фильтров предпочтение следует отдавать алюминий- или железосодержащим реагентам.

При введении реагентов на ступени механической очистки сточных вод, т.е. при предварительном осаждении соединений фосфора, одновременно имеет место значительное снижение концентрации органических и других загрязняющих веществ. Поэтому предварительное осаждение фосфатов целесообразно применять для очистки производственных и смеси городских и производственных сточных вод с величиной БПК_полн более 400 мг/л, а также при перегрузке очистных сооружений.

Практически для удаления из сточных вод соединений фосфора применяется биолого-химическая очистка. При биолого-химической очистке традиционные схемы сооружений биологической очистки (с заключительным фильтрованием сточных вод или без него) дополняются реагентным хозяйством, включающим растворные и расходные баки для коагулянтов и помещение для их хранения. Указанное реагентное хозяйство рассчитывается в соответствии с требованиями СНиП 2.04.02-84.

Доза реагента при его введении в сточные воды на ступени биологической очистки определяется по формуле

C_реаг = КС_Робщ,                                                                                              (71)

где К - коэффициент увеличения стехиометрического соотношения, вычисленный с учетом определения по стандартным методикам содержания общего фосфора (по РО) и металлов реагента (по оксиду металла Ме₂О_з), принимается по табл.24; С_Робщ - концентрация общего фосфора в поступающей воде, мг/л. При отсутствии данных о концентрации в поступающей воде общего фосфора, ориентировочно может быть принято С_Робщ = (2 - 3) , где - концентрация фосфатов в поступающей воде мг, РО.

Таблица 24

Учитывая возможное угнетение микроорганизмов активного ила при введении реагентов в иловую смесь, не рекомендуется принимать дозы сернокислого железа (II) более 25 мг/л по Fе₂О_з; сернокислого железа (III) более 15 мг/л пo Fе₂О_з; сернокислого алюминия более 18 мг/л по Al₂O₃.

С целью эффективного использования реагента и с учетом его влияния на активный ил рекомендуется введение сернокислого железа (II) - в начало аэротенка либо во флотационную емкость, сернокислого железа (III) - перед вторичным отстойником, сернокислого алюминия - в конец аэротенка.

При использовании в качестве реагента сернокислого алюминия для уменьшения концентрации взвешенных веществ в очищенной воде следует добавлять полиакриламид (ПАА). Ориентировочная доза ПАА 0,2-1 мг/л. Введение раствора ПАА осуществляется в иловую смесь перед вторичным отстойником.

При наличии в схеме очистки сточных вод на завершающем этапе фильтров с повышенной грязеемкостью (например, гравийно-песчаных фильтров с восходящим потоком воды) применение ПАА не обязательно.

Введение реагента на ступени биологической очистки позволяет снизить содержание в воде общего фосфора до 85 %, растворимых фосфатов до 95 %. Более глубокое удаление общего фосфора (до 90-95 %) достигается в процессе доочистки сточных вод фильтрованием. Введение реагента должно учитываться при определении объема аэротенка изменением зольности ила (коэффициент b) и удельной скорости окисления (коэффициент т). Тогда формула (48) п. 6.143 СНиП 2.04.03-85 определения продолжительности аэрации примет вид

t_atm = (L_en-L_ex)/a_i(1-s) m,                                                                      (72)

где a_i - доза ила, принимается по табл. 25; s - зольность ила; b - поправка за счет введения реагента, принимаемая по табл. 26.

Удельная скорость окисления, мг БПК_полн на 1 г беззольного вещества ила в 1 ч, определяется по формуле (49) СНиП 2.04.03-85.

Таблица 25

Примечание. При применении сернокислого алюминия или сернокислого железа (III) дозу ила принимать не более 5 г/л.

Таблица 26

Коэффициент, учитывающий изменение скорости окисления органического вещества за счет введения реагента по отношению к скорости окисления при биологической очистке, т, принимается по табл.27 в зависимости от нагрузки по коагулянту N_коаг, мгМe₂О_з/г беззольного вещества ила, рассчитанной по формуле

N_коаг = С_реаг/аi(1-s),                                                                                  (73)

Удельный расход воздуха, м³/м³, сточной воды определяется по формуле (61) СНиП 2.04.03-85. При этом в схеме с введением железного купороса средняя концентрация кислорода в аэротенке принимается равной 5 мг/л.

Таблица 27

Рециркуляционный расход активного ила ориентировочно принимается в зависимости от рабочей дозы ила в аэротенке и дозы возвратного ила по данным табл. 28.

Таблица 28

Перекачку возвратного ила рекомендуется осуществлять эрлифтами, что предупреждает излишнее дробление хлопка ила, создает большую аэробность системы и является более экономичным способом перекачки ила по сравнению с центробежными насосами. Выполнение этой рекомендации особенно важно при применении в качестве реагента сернокислого алюминия. Реагент вводится в аэротенк в виде раствора.

При применении гравийно-песчаных фильтров с восходящим потоком воды в схеме биолого-химической очистки расчет фильтров производится:

в схеме с введением сернокислого закисного железа перед аэротенком - по параметрам безреагентного фильтрования;

в схеме с введением сернокислого окисного железа перед вторичным отстойником или сернокислого алюминия в конце аэротенка следует принимать скорость фильтрования в рабочем режиме 9-10 м/ч, при форсированном 11-12 м/ч.

Промывку следует предусмотреть 2-3 раза в сут.

При расчете сооружений по обработке осадка необходимо учитывать увеличение массы сухого вещества активного ила в связи с образованием дополнительного химического осадка, количество которого на 1 мг/л Ме₂О₃ составляет 1 % прироста активного ила, рассчитанного по п. 6.148 СНиП 2.04.03-85.

Однако, несмотря на увеличение массы ила, объем избыточного ила сокращается в 1,5 раза в связи с лучшей способностью осаждаться. Активный ил обладает хорошими водоотдающими свойствами, аналогичными свойствами осадка после аэробной стабилизации.

Введение реагента на ступени биологической очистки не влияет на протекание процессов сбраживания осадков в метантенках. При механическом обезвоживании биолого-химических илов с применением реагентов расход последних можно сократить до 30 %.

Пример расчета аэротенка при биолого-химической очистке сточных вод с введением в аэротенк сернокислого железа

2.38. Исходные данные: расчетный расход сточных вод q_W = 4160 м³/ч; БПК_полн начальное и конечное L_en = 200 мг/л и L_ex = 15 мг/л; содержание взвешенных веществ С_сдр начальное и конечное 150 и 15 мг/л; содержание общего фосфора поступающей воды 16 по РО; требуемая доза реагента С_реаг = 1 16 = 16 мг/л; К = 1 - по табл. 24.

Необходимо удалить 75 % общего фосфора.

При исходной БПК_полн = 200 мг/л и необходимой дозе реагента 16 мг/л согласно табл. 25 биолого-химический процесс целесообразно вести при дозе активного ила a_i = 6 г/л. При этих параметрах увеличение зольного ила принимаем по табл. 26,  = 1,3, т. е. зольность ила будет 0,3^.1,3 = 0,39.

Нагрузку по коагулянту определяем по формуле (73)

N_коаг = 16/6(1-1,3×0,3) = 4,4 мг/г.

По табл. 27 коэффициент изменения удельной скорости окисления органических загрязнений при N_коаг = 4,4 мг/г составит m = 1,04.

Скорость окисления органического вещества при биологической очистке определяем по формуле (49) СНиП 2.04.03-85

 = 85^.15^.5/[(15^.5+33+0,625^.15)(1+0,07^.6)] = 18 мг^.БПК_полп/(г.ч).

где  = 85 мг^.БПК_полн/(г×ч); С_о = 5 мг/л (использование железного купороса); К_i = 33 мг^.БПК_полн/л; К_о = 0,625 мг/л;  = 0,07 л/r.

Удельная скорость окисления органических веществ при биолого-химической очистке m = 18^.1,04 = 18,7 мг БПК_полн/(г×ч).

Расчет периода аэрации в аэротенках производим по формуле (72)

t_atm = (200-15)/6(l-0,39) 18,7 = 2,73 ч.

Рециркуляцию ила принимаем по табл. 28 - 75 %. Тогда прирост ила составит 1,16 (0,8×150+0,4×15) = 145 мг/л.

В заключение определяем количество реагента для расчета реагентного хозяйства при содержании 52 % FeSO₄ в техническом железном купоросе (Р_ренг) по формуле

Q_ренг = q_W С_реаг/Р_ренг = 4160×16×1,9×100×24/52×1000×1000 = 5,76 т/сут.

3. СООРУЖЕНИЯ ДЛЯ ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКОЙ очистки сточных вод

Нейтрализация сточных вод

3.1. Кислые и щелочные сточные воды перед сбросом их в промышленную канализацию или водоемы должны быть нейтрализованы до достижения величины рН, равной 6,5-8,5. При нейтрализации сточных вод допускается смешение кислых и щелочных стоков для их взаимонейтрализации:

3.2. Пример расчета взаимной нейтрализации. Исходные данные: кислые сточные воды содержат H₂SO₄ - 4,7; HCl - 3,8 г/л; щелочные сточные воды содержат NaOH - 3,3; Na₂CO₃ - 2,9 г/л. Для расчета взаимной нейтрализации концентрации кислот и щелочей надо выразить в г-экв/л.

В кислых сточных водах это составит

Нa₂SO₄ - 4,7:49 = 0,0958 г-экв/л;

НС1 - 3,8:36,5 = 0,1041 г-экв/л;

итого кислот - 0,2 г-экв/л.

NaOH - 3,3: 40 = 0,0825 г-экв/л;

Nа₂СО₃ - 2,9: 53 = 0,0547 г-экв/л;

итого щелочей - 0,1372 г-экв/л; где 49; 36,5; 40; 53 грамм-эквиваленты Нa₂SO₄, HC1, NaOH и Nа₂СО₃ соответственно.

В результате смешения равных объемов данных сточных вод преобладают кислые стоки: 0,2-0,1372 = 0,0628 г-экв/л. Для их нейтрализации потребуется дополнительно 0,0628 г-экв/л щелочи. Это количество щелочи содержится в 0,46 л щелочной воды, что видно из следующего расчета: в 1 л содержится 0,1372 г-экв/л щелочи, а в Х л содержится 0,0628 г-экв/л щелочи, тогда Х = 0,0628:0,1372 = 0,46 л щелочной воды.

Следовательно, для получения при взаимной нейтрализации воды с величиной рН = 7 надо смешивать с 1 л кислой воды 1,46 л щелочной воды. Если для расчета взаимной нейтрализации известны величины рН, то пересчет концентрации производится по формулам:

для кислых стоков

pH = - lg,                                                                                                 (74)

где Х - концентрация кислоты, г/л; Э - ее эквивалентная масса;

для щелочных стоков

pH = 14+lg,                                                                                             (75)

где X₁ - концентрация щелочи, г/л; Э₁ - ее эквивалентная масса.

3.3. Пример расчета концентрации НNО₃, имеющей величину рН = 2,02.

По формуле (74) произведем следующий расчет:

2,02 = - lg; 2,02 = - (lgХ - lg63) = - lgX + lg63,

где 63 - эквивалентная масса HNO₃; lg 63 = 1,8, тогда 2,02 = - lgX+1,8; lgX = 1,8-2,02 = - 0,22 + 1,78; X = 0,603 HNO₃ г/л (0,603 антилогарифм 1,78).

3.4. Пример расчета концентрация NaOH, имеющей величину рН =12,77.

По формуле (75) произведем следующий расчет;

12,77 = 14+lg ;                               12,77 = 14 +(lgX₁-lg40)

где 40 эквивалентная масса NaOH, lg 40 = 1,602, тогда 12,77 = 14+lgX₁ - 1,602; lgX₁ = 12,77-14+l,602 = 0,372; X₁ = 2,36 NaOH г/л (2,36 антилогарифм 0,372).

Непрерывно действующие фильтры, загруженные кусковым мелом, известняком, магнезитом, мрамором, доломитом н другими химическими веществами, могут применяться для нейтрализации соляно-кислых и азотно-кислых сточных вод, а также серно-кислотных, содержащих не более 5 г/л H₂SO₄ и не содержащих солей тяжелых металлов.

Если нейтрализуемая сточная вода содержит катионы металлов, то доза нейтрализующего реагента рассчитывается как на свободную кислоту, так и на концентрацию металлов. При достижении оптимального значения величины рН-6,5-8,5 основное количество металлов выделяется в осадок в виде соответствующих гидроксидов.

3.5. Расчет количества образующегося осадка производится по формуле (80) СНиП 2.04.03-85

.

Третий член в данной формуле не учитывается, если его значение отрицательное.

3.6. Объем образующегося осадка рассчитывается по формуле (81) СНиП 2.04.03-85

W_mud = (10^.M)/(100-P_mud).

3.7. Пример расчета количества осадка, образующегося при нейтрализации кислых сточных вод, содержащих катионы металлов, производится по формулам (80) и (81) СНиП 2.04.03-85.

Исходные данные. Нейтрализуемая сточная вода содержит 7 г/л FeSO₄, и 10,3 г/л H₂SO₄. Применяемая для нейтрализации известь содержит 50 % активной СаО (A). Расход нейтрализуемой сточной воды q_w = 120 м³/сут.

Определяем количество сухого вещества в осадке M по формуле (80) СНиП 2.04.03-85. По реакции FeSO₄,+CaO+H₂OCaSО₄+Fe(OH)₂ находим значения A₁, A₂ и A₃:

FeSO₄ + СаО + H₂ОCaSO₄ + Fe(ОН)₂,

152        66                    36             90

7            A₁,                   A₂             A₃

A₁ = (7^.56)/152 = 2,6 г/л;                 A₂ = (7^.136)/152 = 6,2 г/л;

A₃ = (7^.90)/152 = 4,1 г/л.

Затем по реакции H₂SO₄+CaO - CaSО₄+H₂О находим значения E₁ и E₂:

H₂SО₄ + СаО  CaSO₄, + Н₂О

98          66        136

10,3       E₁        Е₂,

E₁ = (10,3^.56)/98 = 5,9 г/л;                                   E₂ = 10,3^.136/98 = 14,3 г/л.

Найденные значения подставляются в формулу (80) СНиП 2.04.03-85.

 г/м³.

Определяем объем осадка, образующегося при нейтрализации 1 м³ сточной воды при влажности его 90 % по формуле (81) СНиП 2.04.03-85

W_mud = (10×31,1)/(100-90) = 3,l %.

Общее количество влажного осадка будет 31,1^.120:1000 = 4,7 т/сут.

Заметим, что влажность осадка всегда должна быть меньшей или равной 100 % минус количество сухого вещества. Если, например, количество сухого вещества M = 31,1 кг/м³, то влажность осадка не может быть более 96,9 %, а всегда равна или меньше этой величины.

Ориентировочное количество осадка, образующегося в зависимости от концентрации кислоты и ионов тяжелых металлов в нейтрализуемой воде и выделяющегося в накопителях, предназначенных для складирования его, может быть принято по следующим данным:

концентрация кислоты и ионов

тяжелых металлов, кг/м³ . .    5        10      15        20        30          40        50

количество осадков, м³, накапливаемых за 1 год, от каждого 1 м³/сут

нейтрализованной воды . . .  33      51      65        76        93          108      118

Адсорберы

3.8. Аппаратурное оформление адсорбционной очистки сточных вод активными углями включает комплекс оборудования и его обвязки, обеспечивающий в общем случае следующие технологические операции:

а) подачу сточных вод в адсорбер;

б) контакт сточных вод с адсорбентом в адсорбере;

в) отделение очищенной воды от адсорбента и вывод ее из адсорбционной аппаратуры;

г) вывод отработанного адсорбента из адсорбера с утилизацией или регенерацией его;

е) загрузку в адсорбер чистого адсорбента.

3.9. Выбор конструкции адсорберов прежде всего обусловлен дисперсным составом адсорбента, который принимается с учетом дефицитности, его стоимости н возможности регенерации.

В зависимости от дисперсного состава адсорбента принципиальные конструкции адсорберов можно подразделить на следующие типы;

I - адсорбер с неподвижной или движущейся загрузкой, через которую водный поток фильтруется или нисходящим потоком со скоростью до 20 м/ч, или восходящим - со скоростью до 12 м/ч, применяется для фракции 0,8-5 мм;

II - адсорбер с псевдосжиженной загрузкой, расширение слоя которого осуществляется не менее чем на 50 % восходящим потоком воды со скоростью 10-40 м/ч, применяется для фракций 0,25-2,5 мм;

III - адсорберы-смесители применяются для фракции 0,05- 0,5 мм;

IV - патронные адсорберы с фильтрованием воды со скоростью 1-12 м/ч через слой адсорбента толщиной 0,5-2 см, применяются для фракции 0,02-0,1 мм.

Адсорберы I типа могут применяться для очистки любых объемов сточных вод самого широкого спектра концентрации и химического строения извлекаемых примесей.

Если исчерпание емкости адсорбента происходит на коротком слое загрузки (за счет высокой эффективности адсорбции или малой концентрации адсорбата) и процесс можно прервать на период смены загрузки или ее регенерации, то вся высота загрузки, используемая для адсорбции, размещается в одном адсорбере.

Если требуемая высота загрузки больше размеров одного адсорбера или процесс не может прерываться, то используются несколько последовательно работающих адсорберов, или порционный (дискретный или непрерывный) вывод из адсорбера отработанного адсорбента.

В тех случаях, когда расход воды превышает допустимый для одного адсорбера или требуемую степень очистки можно обеспечить за счет смешения потоков, поступающих из адсорберов с разной эффективностью работы, устанавливают параллельно работающие адсорберы.

Адсорберы II типа наиболее целесообразно применять для очистки небольших объемов сточных вод с хорошо сорбируемыми загрязнениями.

Адсорберы III типа эффективно использовать для очистки небольших объемов высококонцентрированных сточных вод, а адсорберы четвертого типа для очистки небольших объемов низкоконцентрированных сточных вод (5-10 мг/л извлекаемых примесей).

Адсорберы с неподвижной гранулированной загрузкой выполняются в виде металлических колонн или бетонных резервуаров. Промышленное изготовление таких колонных адсорберов в настоящее время ограничено. Возможно применение сорбционных угольных фильтров, предназначенных для глубокой очистки конденсата от нефтепродуктов на ТЭЦ, для обработки любой сточной воды активными углями при условии предварительного удаления из воды грубодисперсных примесей.

Фильтры сорбционные угольные вертикальные (ФСУ-2, 0-6; ФСУ-2, 6-6; ФСУ-3, 0-6 и ФСУ-3, 4-6) представляют собой однокамерные цилиндрические аппараты из листовой стали с приваренными эллиптическими штампованными днищами. К нижнему днищу приварены три опоры для установки фильтра на фундамент. В центре верхнего и нижнего днища приварены патрубки для подвода и отвода сточной воды. К ним снаружи присоединяются трубопроводы, расположенные по фронту фильтра, а внутри - распределительные устройства, состоящие из вертикальных коллекторов, соединенных с радиально расположенными перфорированными трубами.

Корпус угольного фильтра снабжен двумя лазами - верхним эллиптическим размером 420´320 мм и нижним круглым диаметром 600 мм. На уровне нижнего распределительного устройства к корпусу фильтра приварен штуцер для гидравлической выгрузки отработанного угля. При общей высоте фильтра 5-5,7 м высота загрузки составляет 2,5 м.

Ввиду дефицитности угольных фильтров в качестве адсорберов может использоваться и промышленное оборудование, изготавливаемое для фильтрования волы через другие загрузки, например фильтры ионообменные.

Все указанные фильтры рассчитаны на подачу воды под напором до 0,6 МПа, но могут работать и в безнапорном режиме. Корпус и трубопроводы фильтров изготовляются из углеродистой стали, их внутренние поверхности подлежат защите коррозионно-стойкими покрытиями, распределительные устройства изготавливаются из нержавеющей стали и полиэтилена.

В комплект поставки входят: корпус фильтра, верхнее и нижнее распределительные устройства, трубопроводы и арматура в пределах фронта фильтра, пробоотборное устройство, манометры с трехкодовыми кранами и сифонными трубками, крепежные и прокладочные материалы.

В тех случаях, когда производительность адсорберов с плотным слоем загрузки превышает 120-200 м³/ч, а также при отсутствии промышленных адсорберов, они изготавливаются в индивидуальном порядке в виде металлических колонн напорного и безнапорного типа или в виде открытых бетонных резервуаров.

В резервуарных адсорберах гранулированный адсорбент укладывается или на беспровальную решетку с колпачковыми дренажными устройствами, или на слой гравия и мелкого щебня высотой 0,4-0,5 м. Трубчатая система подачи сточной воды устанавливается в слое гравия и представляет собой набор кольцевых или радиальных трубопроводов с отверстиями, направленными к нижней части адсорбера.

В резервуарных адсорберах сбор очищенной воды осуществляется системой открытых лотков или перфорированных трубопроводов. Выгрузка отработанного угля ведется гидроэлеватором или через придонное отверстие при расширении загрузки восходящим потоком воды. Загрузка свежим активным углем обеспечивается гидроэлеватором.

Подача воды в колонны осуществляется равномерно по сечению адсорбера с помощью распределительной системы, сбор очищенной воды - открытыми лотками или трубчатой системой. Впуски и выпуски воды могут быть оформлены также и в виде решетчатых патрубков, равномерно рассредоточенных по сечению колонны в верхней и нижней ее части. Патрубки выполняются из нержавеющей стали с отверстиями 0,5 мм, поверхность их покрыта сеткой из нержавеющего материала. Количество и размер патрубков следует принимать из расчета площади решеток не менее 0,025 м²/1000 м³ в сут расхода воды. Подающие и сборные патрубки устанавливаются таким образом, чтобы площадь адсорбера между патрубками и наружными стенками составляла половину поперечного сечения адсорбера. В напорных колонных адсорберах вверху необходимо предусмотреть устройство для регулирования давления в колонне. В противном случае возможно разрушение адсорбера при его опорожнении и образование воздушных пробок в загрузке адсорбера при его наполнении.

Перегрузка адсорберов может выполняться с помощью воздушного или водного потоков, но в первом случае наблюдается большая эрозия труб и арматуры, а также срыв вакуума. Поэтому чаще применяется гидротранспорт угля по трубопроводам уклоном 0,02-0,1°, диаметром не менее 50 мм при скорости угольной пульпы 0,8-1 м/с и отношении твердой части к жидкой в пульпе по массе Т:Ж не менее 1:8.

Перед загрузкой в адсорбер уголь замачивается горячей водой в течение 5 ч или холодной водой в течение 20-24 ч при постоянном перемешивании.

Адсорберы с движущейся плотной или ожиженной не более чем на 10 % загрузкой выполняются в виде колонных аппаратов, дополнительно оборудованных устройствами для непрерывной подачи сверху замоченного и отмытого от мелкой фракции адсорбента, находящегося в верхней части адсорбера, и для вывода отработанного адсорбента из нижней зоны адсорбера. Сточная вода при этом подается через распределительное устройство под загрузкой и собирается сборным устройством над загрузкой угля. Кроме того, адсорбер оборудуется устройством, обеспечивающим равномерность перемещения толщи угольной загрузки по поперечному сечению аппарата.

В отечественном промышленном изготовлении адсорберов с противотоком воды и плотной угольной загрузкой не имеется. ВНИИ ВОДГЕО и Институт гидромеханики АН СССР разработали и проверили на опытной модели конструкцию адсорбера, которая может быть использована для экспериментального проектирования.

Наиболее надежными адсорберами второго типа с псевдо-ожиженным слоем угольной загрузки являются цилиндрические металлические колонны, разделенные по высоте беспровальными решетками, оборудованными переточными устройствами. Очищаемая сточная вода подается в нижнюю часть аппарата по трубчатой системе большого сопротивления, уложенной в слое гравия, очищенная вода отводится через кольцевое сборное устройство в верхней части адсорбера. Активный уголь в сухом виде непрерывно дозируется с помощью вакуумной системы через шлюзовой питатель в загрузочное устройство, где происходит его замачивание и перемещение в адсорбер.

Выгрузка отработанного угля осуществляется эрлифтом, нижний конец которого установлен вблизи гравийных поддерживающих слоев. Угольная загрузка, заключенная в каждой секции между беспровальными решетками, расширяется восходящим потоком воды в 1,5-1,75 раза по сравнению с высотой того же объема загрузки в неподвижном состоянии. Режим перетока сорбента с верхних решеток на нижние задается на основе расчета необходимой дозы сорбента и расхода сточных вод.

В адсорберах с псевдоожиженным слоем нет необходимости отмывать загружаемый уголь от пылевидной фракции, так как она выносится из адсорбера вместе с очищенной водой. После адсорберов с псевдоожиженным слоем обязательно устанавливается фильтр для осветления воды. В настоящее время в химической технологии разработано и применяется большое число мешалочных аппаратов и патронных фильтров, которые могут быть использованы как адсорберы III и IV типов. Для перемешивания сточных вод с активным углем рекомендуется использовать лопастные, турбинные или пропеллерные мешалки в аппаратах, изготавливаемых отечественной промышленностью.

При выборе мешалочных адсорберов следует учитывать, что для угольной суспензии наиболее эффективны следующие параметры лопастных мешалок: диаметр мешалки d_м = 0,3-0,8 от диаметра адсорбера (D), ширина лопасти мешалки B = 0,05-0,4 от d_м, высота уровня жидкости в сосуде Н = 0,8-1,3 от D, расстояние между дном аппарата и краем лопасти h_м = 0,2-0,4 от d_м, параметры турбинных мешалок: d_м = 0,15-0,6 от D; B = 0,l-0,2 от d_м; H = 0,8-1,5 от D; высота мешалки h_м = 0,3-0,8 от d_м; пропеллерной мешалки - d_м = 0,2-0,5 oт D; шаг винта S = 1-3 от D; h_м = 0,5-1 от D; H = 0,8-1,2 от D.

Адсорберы IV типа - патронные фильтры широко используются в химической технологии, например в ионообменной технологии для очистки низкосолевых водных растворов. Практически все промышленные аппараты этого типа могут быть использованы для адсорбционной очистки, но специфика физических характеристик сорбента требует и специфичных технологических параметров эксплуатации.

В настоящее время в промышленной практике адсорбции загрязнений из малоконцентрированной по органическим загрязнениям воды на мелкодисперсных активных углях КАД и БАУ могут применяться патронные фильтры, площадь фильтрации 248 патронов составляет 80 м². Патроны выполнены из витой проволоки, для намыва на них угольного порошка фракции 40 - 30 мкм, они предварительно покрываются двойной капроновой сеткой производства Рахмановской шелкопрядильной фабрики. Продолжительность фильтроцикла в зависимости от состава очищаемой воды обусловлена либо потерями напора, либо проскоком недопустимой концентрации растворенных загрязнений.

3.10. Для проектирования адсорберов должны быть известны следующие параметры: размеры адсорберов, объем и масса загрузки адсорбента, режим смены загрузки, количество и технологическая схема обвязки адсорберов, тип и количество используемой арматуры.

При расчете адсорберов необходимы следующие исходные параметры: расход сточных вод; начальная концентрация загрязнений; концентрация загрязнений в очищенной воде; изотерма адсорбции; скорость фильтрования сточной воды через загрузку или скорость движения сточной воды через поперечные сечения адсорбера; объем адсорбента, единовременно выгружаемого из адсорбционной установки; ориентировочная продолжительность периода работы адсорбента до проскока и соответственно замены отработанного адсорбента чистым; требуемая степень отработки; кажущаяся и насыпная плотность адсорбента.

В том случае, когда физико-химический состав загрязнений в сточной воде неизвестен, например, в многокомпонентной сточной воде после биохимической очистки, в расчете концентраций адсорбата может использоваться обобщенный показатель, в частности ХПК, БПК, органический углерод.

Расчет размеров адсорберов начинают с определения общей площади адсорбционной установки, используя формулу (82) СНиП 2.04.03-85, а затем, выбрав конструкцию и площадь поперечного сечения одного адсорбера, рассчитывают минимально необходимое число параллельно работающих адсорберов.

Наиболее точный расчет высоты загрузки адсорбента в адсорберах и режима ее замены выполняется по результатам работы модели адсорбера выбранной конструкции на данной или аналогичной сточной воде. В режиме, соответствующем реальному, т.е. при сохранении продолжительности контакта и объемной нагрузки сточной воды на адсорбент (скорости фильтрования), определяют продолжительность работы адсорбера до проскока минимально допустимой концентрации и до полного исчерпания емкости адсорбента.

На основе указанных опытных данных для адсорберов с плотным слоем загрузки строят выходную кривую. Выходная кривая представляется в виде графика в системе координат: концентрация адсорбата в жидкой фазе C_i - на оси ординат и время t - на оси абсцисс. Она характеризует изменение концентрации в очищаемой воде в каком-либо сечении адсорбционной колонны в процессе адсорбции. Выходная кривая начинается с момента появления минимальной проскоковой концентрации и заканчивается моментом появления максимальной концентрации адсорбата в воде.

По данным экспериментальной выходной кривой определяется длина зоны массопередачи Н_м, заключенной между слоями чистого и отработанного адсорбента:

                                                                    (76)

С увеличением скорости водного потока  длина зоны массопередачи увеличивается, но для многокомпонентной сточной воды - менее чем в пропорциональном отношении, в частности при доочистке биохимически очищенных сточных вод:

.от                                                                    (77)

Длина зоны массопередачи должна быть меньше общей высоты загрузки на резервную высоту слоя, обеспечивающего очистку сточных вод в период смены отработанного адсорбента, и на высоту слоя отработанного адсорбента. Резервную высоту загрузки определяют по двум выходным кривым на высоте Н_а и Н_Б

,                                                                            (78)

где u_n - фактическая скорость водного потока, равная  ( - порозность загрузки).

Для расчета продолжительности работы адсорберов до смены адсорбента используют данные выходной кривой по объему жидкости, обработанной определенным объемом загрузки до обеспечения требуемого исчерпания емкости:

.                                                                                    (79)

Для расчета массы адсорбента следует пользоваться величиной кажущейся плотности (следует учитывать, что насыпная плотность активных углей характеризует массу образца адсорбента, занимающего определенный объем, включая воздушные прослойки между частицами угля и внутри его пор, и составляет 0,25-0,6 г/см³). В отличие от насыпной, кажущаяся плотность активных углей включает только массу частиц с внутренними порами. При заполнении внутренних пор частиц воздухом эта величина равна 0,4-0,9 г/см³. При заполнении внутренних пор водой кажущаяся плотность равна 1,2-1,5 г/см³, поэтому в плотном слое мокрого гранулированного угля возможно создавать восходящий поток воды со скоростью 8-12 м/ч без всплывания частиц угля. Истинная плотность углеродного скелета активного угля равна 1,9-2 г/см³. Следует учитывать и повышение плотности углей в процессе накопления на их поверхности молекул адсорбата. Изменение плотности адсорбентов должно учитываться при пересчете объема активных углей на их массу, в частности, при перегрузках адсорбционных аппаратов и расчете поддерживающих конструкций.

Потери адсорбента при перегрузке зависят от его прочности, которая для активных углей в зависимости от исходного сырья и технологии активации находится в пределах 60-90 %. В частности, прочность менее 75 % приводит к потерям на истирание более 15 %, поэтому эти угли рекомендуются к одноразовому употреблению.

При отсутствии выходных кривых и других данных работы модели адсорберов в реальных режимах эксплуатации расчет необходимого объема загрузки адсорбента начинают с определения дозы адсорбента, обеспечивающей требуемую характеристику очищенной сточной воды.

Этот расчет для условия полного исчерпания емкости адсорбента при извлечении одного компонента при известных характеристиках адсорбата и адсорбента ведется по формуле

                                 (80)

где V_м - молярный объем сорбата, дм³/моль.

Во всех остальных случаях (многокомпонентный состав загрязнений, отсутствие характеристик адсорбата и адсорбента и пр.) используется формула из СНиП 2.04.03-85

.                                                                        (81)

Изотерму адсорбции, выражающую связь между концентрацией адсорбата в воде (С_в мг/л) и максимальной адсорбционной емкостью (, мг/л), описывают уравнениями. При начальной концентрации сточной воды до 100 мг/л ХПК можно использовать изотерму Генри

 = ГС_ex;  = ГС_en.                                                                              (82)

При больших концентрациях обычно используют изотерму Фрейндлиха

 = f ;  = f.                                                                         (83)

Адсорбция индивидуального вещества из воды при условии заполнения поверхности монослоем может быть описана уравнением Лэнгмюра

 =  bC_ex/(1+bC_ex).                                                                            (84)

Для адсорбции ограничено растворимого вещества с размером молекулы, близким размеру пор адсорбента из однокомпонентного раствора, может быть использовано уравнение

lg  = lg- 2,3 .                                                            (85)

Определив коэффициенты по опытным точкам, вычисляют величины  и , задавшись C_ex и С_en, и по ним определяют дозы адсорбента, которые в статических условиях обеспечивают очистку воды до требуемого качества (до проскока) и до качества воды, соответствующего заданному исчерпанию емкости адсорбента. На основе расчетных доз, задавшись ориентировочной продолжительностью работы адсорбционной установки до перегрузки адсорбера, рассчитывают высоту адсорбционной загрузки, обеспечивающей очистку воды до проскока Н₂ и высоту загрузки, которая за тот же период должна исчерпать емкость Н₁

; .                                                           (86)

Уточняется величина Н₁ с учетом условий замены отработанного адсорбента чистым, т.е., например, для неподвижного плотного слоя загрузка Н принимается равной высоте загрузки в одном аппарате.

Общая высота загрузки адсорбента принимается не менее чем

Н_tot = H₁+H₂+H₃.                                                                                          (87)

Ввиду того, что условия исчерпания емкости адсорбента в динамическом (проточном) режиме отличаются от принятых для ориентировочного расчета статических (контактных) условий, необходимо уточнить продолжительность работы загрузки адсорбционной установки до проскока по формуле

;                                                            (88)

.                                                                                                 (89)

При отсутствии справочных данных в расчете адсорберов с активных углем e принимается равным 0,5. В условиях адсорбционной очистки воды от одного компонента при R_e>4 расчет продолжительности работы адсорбера до появления на выходе из слоя проскоковой концентрации проводится по формуле

.                         (90)

Расчет при Re<4 проводится по формуле

.                                 (91)

Формулы для определения коэффициентов массоотдачи имеют вид

; (0,2 < Re² < l);                                         (92)

; (l<Re<4).                                                  (93)

Добиться уменьшения объема угля в адсорбционной установке, не снизив эффект очистки, можно, обеспечив непрерывный или дискретный вывод из адсорбера порций отработанного адсорбента и одновременную подачу в него порций чистого адсорбента. Такой процесс может быть осуществлен в адсорберах с движущимся слоем загрузки. Скорость движения загрузки должна быть равна скорости перемещения контролируемого концентрации адсорбата по слою загрузки при условии его неподвижности. В практике очистки сточных вод эта скорость находится в пределах 1-20 см/ч.

Для расчета скорости перемещения по неожиженному слою адсорбента заданной концентрации загрязнений сточных вод, находящейся в пределах 20-80 % начальной, используется формула

.                                                                              (94)

В условиях адсорбционной обработки многокомпонентной сточной воды граница исчерпания емкости сорбента перемещается медленнее границы проскоковой концентрации, поэтому режим выгрузки отработанного сорбента должен периодически корректироваться.

В адсорберах с псевдоожиженным углем для расчета используются формулы:

для двухсекционного аппарата

,                                                     (95)

для трехсекционного аппарата

                                        (96)

3.11. На основе выполненных теоретических исследований приведем примеры расчета.

Пример 1. Расчет адсорбционной установки с плотным неподвижным слоем гранулированного активного угля для очистки многокомпонентной воды.

Исходные данные: производительность q_w = 10 тыс м³/сут. или 417 м³/ч; начальная величина ХПК (С_en) = 625 мг/л; конечная величина ХПК (С_ех) = 50 мг/л; изотерма адсорбции соответствует уравнению Фрейндлиха: а_sb в мг/г; С в мг/л;  = 253C; линейная скорость относительно стен адсорбера  составляет 10 м/ч; ориентировочная продолжительность работы установки до проскока  = 24 ч; уголь АГ-3, его кажущаяся плотность  = 0,90, насыпная  = 0,45; высота слоя угля в одном адсорбере H_ads = 2,50 м; заданная степень исчерпания емкости сорбента К_sb = 0,7; диаметр адсорбера D = 3,5 м.

Порядок расчета: определяем максимальную сорбционную емкость  в соответствии с изотермой, мг/г:

 = 253C = 253^.0,625^1/2 = 200;                                                          (97)

Находим общую площадь одновременно и параллельно работающих адсорберов, м²;

.                                                                            (98)

Количество параллельно и одновременно работающих линий адсорберов при D = 3,5 м, шт:

.                                                                     (99)

Принимаем к работе четыре параллельно и одновременно работающих линий адсорберов при скорости фильтрации 11 м/ч.

Максимальная доза активного угля, г/л (кг/м³):

.                                                       (100)

Доза активного угля, выгружаемого из адсорбера, г/л (кг/м³):

.                                                                (101)

Ориентировочная высота загрузки, обеспечивающая очистку м:

.                                                      (102)

Ориентировочная высота загрузки, выгружаемая из адсорбера, м:

                                                          (103)

Высота слоя отработанного адсорбента, выгружаемого из адсорбера, принимается равной загрузке одного адсорбера Н = 2,5 м, резервная высота загрузки H₃ = 2,5 м, H₂ = 5.

Общая высота загрузки адсорбента в адсорбционной установке принимается с учетом установки одного резервного адсорбера, м:

H_tot = H₁ + Н₂ + H₃ = 2,5 + 5 + 2,5 = 10.                                                     (104)

Общее количество последовательно установленных в одной линии адсорберов

N_ads = 10/2,5 = 4 шт.

Продолжительность работы t_ads адсорбционной установки до проскока (при одном адсорбере, находящемся в процессе перегрузки), ч:

;                                                  (105)

при порозности загрузки

;                                                                                  (106)

 ч.                                               (107)

Продолжительность работы одного адсорбера до исчерпания емкости, ч:

.                                                 (108)

Таким образом, требуемая степень очистки может быть достигнута непрерывной работой четырех параллельных линий адсорберов, в каждой из которых по четыре последовательно установленных адсорбера, из которых один резервный находится в режиме перегрузки. Каждый адсорбер при этом работает в течение 51 ч, отключение одного адсорбера в последовательной цепи на перезагрузку производится через 17 ч.

Произведем расчет объема загрузки одного адсорбера, м³:

;                                                             (109)

сухой массы угля в одном адсорбере, т:

.                                                                        (110)

При перезагрузке четырех адсорберов через каждые 17 ч (по одному из каждой линии) затраты угля составят, т/ч:

,                                                                         (111)

что соответствует дозе угля, г/л:

.                                                                   (112)

Пример 2. Расчет адсорбционной установки, оборудованной аппаратами с неподвижным слоем активного угля для очистки однокомпонентного водного раствора от вещества известного строения.

Исходные данные: производительность установки 120 м³/ч; активный уголь КАД-иодный с эквивалентным диаметром зерен 2,5×10^-3 м; начальная концентрация бензойной кислоты в сточной воде С_en = 10,65 моль/м³; конечная концентрация бензойной кислоты в очищенной воде С_ex = 0,l моль/м³; высота слоя угля в адсорбере H_ads = 3 м.

Порядок расчета: определяем константу адсорбционного равновесия K_p по табл. 29, расчет производим по формуле

;                                                                                              (113)

где R = 8,33 Дж/(моль.град), при температуре сточной воды t = 25 °С; T = 289°, откуда RT = 2,48 КДж/моль;

Логарифмируем выражение (113)

,

где K = 10000; 2,303 - коэффициент перевода ln в lg.

Расчет равновесной (минимальной) дозы активного угля для извлечения бензойной кислоты проводим по формуле

,                                                                                   (114)

где  - отношение молярного объема данного вещества к молярному объему стандартного вещества; * - молярный объем бензойной кислоты, равный 0,1135 дм³/моль;  - молярный объем стандартного вещества (постоянная величина в расчетах, равная 0,09 дм³/моль); С_en = 10,65 моль/м³; С_s - растворимость бензойной кислоты в воде, равная 27,8 моль/м³; К_р - константа адсорбционного равновесия для поглощения вещества, равная 10000;  - предельный адсорбционный объем, равный для угля КАД-иодный 0,3 дм³/кг.

Подставив значения приведенных величин в уравнение (114) и прологарифмировав, получим

откуда D_sp = 4,7 мг/м³.

3. Определим коэффициенты массоотдачи при адсорбции в плотном слое активного угля при Р_r = v/D_м и R_e = d/v no формулам:

 (0,2<Re<1).                                             (115)

 (1< Re < 4),                                              (116)

где e_н - порозность неподвижного слоя, принимаемая равной 0,4; D_m - величина коэффициента молекулярной диффузии берется из справочных данных (Д. Шервуд; Т. Рид. Свойства газов и жидкостей - М: Химия, T.1. - 1969. - 640 с; Справочник химика. - М.: Химия, - 1971. - 1168 с.); v - величина кинематической вязкости воды, равная: v = 10^-6 м²/с.

Рассчитаем коэффициент массоотдачи  при адсорбции бензойной кислоты на активном угле. При диаметре зерен активного угля равном (2-3)10^-3 м, средний диаметр зерен равен 2,5´10^-3 м. Величина коэффициента молекулярной диффузии бензойной кислоты в воде равна: D_м = 0,89×10^-9 m²/c.

Рассчитаем критерий Рейнольдса и Прандтля при различных скоростях потока:

а) пусть  = 0,278×10^-3 м/c (1 м/ч); тогда

Re = 0,278×10^-3 2,5×10^-3/10^-6 = 0,694;

Рг = 10^-6/0,89×10^-9 = 1123,595.

Поскольку Re = 0,694, расчет проводим по формуле (115)

1/ч;

б) пусть  = 2,222×10^-3 м/с (8 м/ч), тогда

.

Поскольку Re = 5,555>4, расчет проводим по формуле (116)

 или .

Тогда

 1/ч.

Рассчитаем время работы адсорбера до появления на выходе из слоя проскоковой концентрации органического вещества. При Re<4 расчет t_ads, проводится по формуле (91), где t_ads, время работы адсорбера или группы последовательно соединенных адсорберов до появления проскоковой концентрации, ч:

,

,

где C_0,5 - содержание извлекаемого вещества в сточной воде, равновесное с количеством вещества, равным половине D_sb моль/м³.

Задание. Рассчитать время работы адсорбера до проскока при:  = 0,278×10^-3 м/с = 1 м/ч;  = 430 кг/м³; H_tot = 3; С_en = 10,65 моль/м³; С_eх = 0,1 моль/м³.

Рассчитаем величину

.

По данным предыдущих расчетов K = 10000; С_s = 27,8 моль/м³;  = 1,26.

Рассчитаем продолжительность t_ads;ч, работы адсорбера до регенерации активного угля

При Re>4 расчет продолжительности работы адсорбера до появления на выходе из слоя проскоковой концентрации проводится по формуле (90).

Рассчитаем величину t_ads, ч, при скорости фильтрования, равной  = 2,222^.10^-3 = 8 м/ч. При этом  = 26,568 1/ч,

 ч.

Расчетное количество работающих адсорберов определяем исходя из требуемой производительности установки, площади q_w, аппарата f_ads и скорости движения очищаемой сточной воды в адсорбере .

Приняв диаметр аппарата D = 3,2 м (f_ads = 8,04 м²) и скорость движения жидкости  = 1 м/ч, находим требуемое количество работающих адсорберов при производительности установки 120 м³/ч

 (аппаратов).

Время работы каждого адсорбера при заданных условиях фильтрования сточной воды составляет приблизительно 245 ч. При скорости движения очищаемой жидкости  = 8 м/ч и D = 3,2 м необходимое количество работающих адсорберов

 (аппарата).

Время работы каждого адсорбера в этом случае до проскока бензойной кислоты составляет 29 ч.

Пример 3. Расчет адсорбционной установки, оборудованной аппаратами с псевдоожиженным слоем активного угля.

Исходные данные: производительность установки 400 м³/ч; используется активный антрацит с эквивалентным диаметром зерен 0,5 10^-3 (0,5 мм); начальная концентрация биологически очищенных сточных вод С_en - 50 г O/м³; конечная концентрация органических загрязнений в воде С_ex = 15 г O/м³.

Порядок расчета: минимальную дозу активного угля при доочистке биологически очищенных сточных вод определяем по формуле, кг/м³:

Определяем расход активного угля, который зависит от числа секций адсорбционного аппарата. Рассмотрим определение расхода активного угля при расходе жидкости q_w = 10 м³/ч в двух и трехсекционном аппарате. Расчеты проводим по формулам (95) и (96). Величина дозы активного угля, определенная в примере, составляет 5,8 кг/м³. Расход активного угля в двухсекционном аппарате q_sb, кг/ч, определяем решением квадратного уравнения

;                                                         (117)

Принимаем двухсекционный аппарат с общей высотой псевдоожиженного слоя 3 м (1,5 м высота слоя на каждой секции).

3.12. Для определения основных технологических параметров работы адсорбционных аппаратов принимаем, что относительное расширение псевдоожиженного слоя в аппарате равно:  ( - высота псевдоожиженного слоя, образованного из неподвижного, высотой ). Тогда порозность  псевдоожиженного слоя с заданным относительным расширением составит

,

 - порозность неподвижного слоя, равная 0,4.

Преобразуя формулу

,                                                                           (118)

находим скорость восходящего потока жидкости, , м/ч, обеспечивающей заданную порозность псевдоожиженного слоя, где Ar - число Архимеда, определяемое по формуле

,                                                                          (119)

где P_i - удельная пористость сорбента.

Подставляя числовые значения в формулы (118) и (119), получим:

число Архимеда

;

порозность

,

где Re =  - число Рейнольдса, Re = 2,57.

Преобразуя число Рейнольдса, определим скорость потока , м/ч:

.

Таким образом, для обеспечения полуторакратного расширения псевдоожиженного слоя активного угля с размером частиц 0,5^.10^-3- (0,5 мм) скорость потока должна быть равна 18,5 м/ч.

При диаметре адсорбера 3 м его производительность q_w, равна, м³/ч:

.

Следовательно, для обеспечения очистки 400 м3/ч сточной воды необходимо три адсорбционных аппарата.

Часовой расход равен (51,4/10)131 = 673 кг/ч. Перепад давления в псевдоожиженном слое активного угля определяем по формуле, Н/м²:

 

Для расчета адсорбционной аппаратуры в табл. 29 приводятся характеристики активных углей, выпускаемых отечественной промышленностью. В табл. 30 приведены инкременты стандартного уменьшения свободной энергии адсорбции из водных растворов некоторых структурных элементов и функциональных групп молекул органических веществ, часто встречающихся в сточных водах.